Optimierte energetische Nutzung eines nassen Abfalls ... · 94318 Kitzingen Tel.: 09321 303-153 Fax: 09321 303-254 ... Zur Bilanzierung wurde eine Brauerei mit einem Bierausstoß

Abschlussbericht zum Forschungsvorhaben

Optimierte energetische Nutzung eines

nassen Abfalls (Biertreber) durch Kombination

biologischer, mechanischer und thermischer

Verfahren

FKZ-Nr.: 03KB038

- vertraulich -

GEFÖRDERT DURCH

Bundesministerium für Umwelt, Naturschutz und Reaktorsicherheit

im Rahmen des Förderprogramms „BMU-Klimaschutzinitiative – Vorhaben zur Optimierung der energetischen Biomassenutzung“

ERSTELLT DURCH

Technische Universität München Lehrstuhl für Rohstoff- und Energietechnologie Straubing

März 2012

Optimierte energetische Nutzung eines nassen Abfalls (Biertreber) durch Kombination biologischer, mechanischer und thermischer Verfahren

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Projektlaufzeit

01.10.2009 bis 30.09.2011 Projektdurchführung Technische Universität München Lehrstuhl für Rohstoff- und Energietechnologie Prof. Dr.-Ing. Martin Faulstich Petersgasse 18 94315 Straubing Tel.: 09421 187-100 Fax: 09421 187-111 E-Mail: [email protected]

Unter Mitwirkung von: Dipl.-Ing (FH) Andreas Weger M. Eng. Dipl.-Ing. Samir Binder

Partner

ATZ Entwicklungszentrum Dipl.-Ing. Gerold Dimaczek An der Maxhütte 1 92237 Sulzbach-Rosenberg Tel.: 09661 908-400 Fax: 09661 908-469

Harburg-Freudenberger Maschinenbau GmbH Dipl.-Ing. Florian Funk Seevestraße 1 21079 Hamburg Tel.: 040 77179-869 Fax: 040 77179-451

GEA Brewery Systems GmbH Dr. Ludwig Scheller Heinrich-Huppmann Straße 1 94318 Kitzingen Tel.: 09321 303-153 Fax: 09321 303-254

Straubing, den 31.03.2012


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Inhaltsverzeichnis

Zusammenfassung ................................................................................... 5

1 Einleitung ............................................................................................ 7

2 Aufgabenstellung .............................................................................. 8

3 Stand der Technik .............................................................................. 9

3.1 Verwertungsoptionen von Biertreber ........................................................ 9

3.1.1 Landwirtschaftliche Verwertung ..................................................................... 9

3.1.2 Stoffliche Verwertung ..................................................................................... 9

3.1.3 Energetische Verwertung ............................................................................. 10

3.2 Entwässerungsverfahren .......................................................................... 12

3.2.1 Thermische Verfahren .................................................................................. 12

3.2.2 Mechanische Verfahren ............................................................................... 13

3.3 NOx-Emissionen ......................................................................................... 14

3.3.1 Bildungsmechanismen ................................................................................. 14

3.3.2 Minderungsmaßnahmen .............................................................................. 15

4 Material und Methoden ................................................................... 18

4.1 Analytik ....................................................................................................... 18

4.1.1 Nasschemische Analytik .............................................................................. 18

4.1.2 Rohgasanalyse ............................................................................................. 20

4.2 Berechnungsgrundlagen .......................................................................... 21

4.2.1 Batch-Gärtests .............................................................................................. 21

4.2.2 Verbrennungsversuche ................................................................................ 21

4.3 Versuchsanlagen ....................................................................................... 23

4.3.1 Mechanisches Entwässerungsverfahren ..................................................... 23

4.3.2 Biologische Versuchsanlagen ...................................................................... 27

4.3.3 Thermische Versuchsanlage ....................................................................... 28

5 Ergebnisse und Diskussion ........................................................... 31

5.1 Charakterisierung der Biertreberarten .................................................... 31

5.2 Mechanische Entwässerung .................................................................... 32

5.2.1 Konfiguration (1) ........................................................................................... 33

5.2.2 Konfiguration (2) ........................................................................................... 37

5.2.3 Konfiguration (3) ........................................................................................... 40

5.2.4 Charakterisierung der Fest- und Flüssigphase ............................................ 45


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5.3 Biologische Verwertung ........................................................................... 51

5.3.1 Biertreber – Original ..................................................................................... 51

5.3.2 Läuterbottichtreber ....................................................................................... 52

5.3.3 Maischefiltertreber ........................................................................................ 55

5.4 Thermische Verwertung ............................................................................ 56

5.4.1 Rechtliche Grundlagen ................................................................................. 57

5.4.2 Charakterisierung Brennstoffe ..................................................................... 58

5.4.3 Läuterbottichtreber ....................................................................................... 59

5.4.4 Maischefiltertreber ........................................................................................ 71

5.4.5 Beurteilung der thermischen Verwertbarkeit................................................ 77

6 THG-Einsparpotenzial ..................................................................... 79

7 Wirtschaftlichkeitsabschätzung .................................................... 84

7.1 Wärmebedarf – Brauerei ........................................................................... 84

7.2 Randbedingungen ..................................................................................... 85

7.3 Wirtschaftlichkeitsabschätzung .............................................................. 87

8 Ausblick ............................................................................................ 92

Literaturverzeichnis ................................................................................ 93

Abbildungsverzeichnis ........................................................................... 96

Tabellenverzeichnis ................................................................................ 98


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Zusammenfassung

Traditionell werden Biertreber vor allem als Futtermittel verwertet. Durch die eingeschränkte biologische Stabilität und dem hohen Wassergehalt sind die Haltbarkeit und damit der Transportradius um die Brauereien eng begrenzt. Es entstehen immer häufiger Entsorgungs-probleme durch Umstrukturierungen in der Landwirtschaft sowie Unternehmenskonzen-trationen in der Brauindustrie.

Aufgrund des hohen organischen Anteils sind Biertreber auch für eine weitere energetische Verwertung äußerst interessant. Vor allem Brauereiunternehmen haben ein großes Interesse an einer weiteren Nutzung als Energieträger, da der Treber für eine direkte Weiterverwertung unmittelbar zur Verfügung steht. Zudem werden Brauereien mit steigenden Energie- und Transportkosten belastet.

Um diesen Herausforderungen zu begegnen, wurden bereits zahlreiche Forschungsprojekte durchgeführt um alternative Verwertungsstrategien zu entwerfen. Vor allem die energetische Nutzung von Biertrebern durch anaerobe Fermentation zu Biogas oder als Brennstoff in Feuerungsanlagen stand dabei im Fokus. Trotzdem gibt es aber bis heute immer noch kein schlüssiges Konzept zur energetischen Nutzung von Biertrebern.

Im Rahmen des Forschungsvorhabens „Optimierte energetische Nutzung eines nassen Abfalls (Biertreber) durch die Kombination biologischer, mechanischer und thermischer Verfahren“ (FKZ 03KB038) wurde daher ein neuer Ansatz zur energetischen Verwertung untersucht. Ziel war es, durch mechanische Vorbehandlung den Biertreber auf TS-Gehalte > 40 % zu entwässern. Die Flüssigphase wurde dann in Batch-Gärtests auf ihre prinzipielle Vergärbarkeit hin untersucht. Zudem musste der Nachweis zur thermischen Verwertung des entwässerten Pressrückstandes als Mono- oder Mischbrennstoff unter Einhaltung emissions-rechtlicher Vorgaben der TA Luft und der 17. BImSchV erbracht werden.

Untersucht wurde Läuterbottichtreber (LBT) und Maischefiltertreber (MFT), der wesentliche Unterschied liegt in der Körnung. Bei MFT wird das Malz in einer Hammermühle zerkleinert, bei LBT in einer Schrotmühle. In Hammermühlen wird eine feinere Vermahlung erreicht, das Malz weist dann eine feinkörnigere Substanz auf, da alle Bestandteile der Körner, insbesondere die Spelzen, zertrümmert werden. Der grobkörnige Läuterbottichtreber enthält dagegen noch ganze Kornreste, vor allem Spelzen.

In den Versuchen zur mechanischen Entwässerung wurde durch fortlaufende Optimierung der Schneckenpresse in Zusammenarbeit mit den Projektpartnern für LBT und MFT eine geeignete Konfiguration entwickelt. Insgesamt wurde sowohl für LBT als auch MFT eine Entwässerung auf TS-Gehalte von 44,4 % und damit der angestrebte Zielwert erreicht. Zusätzlich wurde noch der Einfluss verschiedener Detergenzien und zweier Enzyme auf die Entwässerung untersucht. Allerdings konnte nur durch den Einsatz der beiden Enzyme eine Verbesserung erreicht werden.

In den Batch-Gärtests konnte nachgewiesen werden, dass das erzeugte Presswasser sehr gut für die Vergärung geeignet ist. Für nicht entwässerten Biertreber wurde ein spezifischer Biogasertrag von 500 lN/kgoTS gemessen. Der Wert korrelierte sehr gut mit dem Literaturwert von 533 lN/kgoTS. Im Vergleich zum theoretischen Biogaspotenzial von 883 lN/kgoTS, bedeutet dies aber lediglich einen anaeroben Abbau der zugeführten Organik von ca. 57 %.


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Im Gegensatz dazu konnte mit dem LBT-Presswasser ein spezifischer Biogasertrag von 700 bis 725 lN/kgoTS erzielt werden, für MFT-Presswasser wurden sogar 830 lN/kgoTS gemessen.

Bei der thermischen Verwertung des Pressrückstands zeigte sich, dass die thermische Verwertung als Monobrennstoff mit TS-Gehalten von 45 % jedoch ohne weitere Trocknung nicht möglich ist.

Beim Einsatz von LBT- und MFT-Pressrückstand als Mischbrennstoff mit Holzhackschnitzeln wurde in allen Versuchen ein stabiles Verbrennungsverhalten erreicht. Hinsichtlich der emissionsrechtlichen Vorgaben ergab sich jedoch ein differenziertes Bild. Im Fall der CO-Emissionen konnte der Grenzwert gemäß TA Luft von 250 mg/m³N in jedem Versuch eingehalten werden. Im Gegensatz dazu konnte der Grenzwert der NOx-Emissionen von 500 mg/m³N in keinem Versuch eingehalten werden. Allerdings konnte in den Versuchen gezeigt werden, dass anhand einer gezielten Reduzierung der Verbrennungsluft die NOx-Emissionen abgesenkt werden können. Bei den Staubemissionen wurde der Grenzwert von 50 mg/m³N nur in den Versuchen mit MFT nicht überschritten, was aber auf den höheren Massenanteil der Holzhackschnitzel zurückgeführt wurde.

Anschließend wurde mit den Ergebnissen das potenzielle THG-Einsparpotenzial berechnet. Zur Bilanzierung wurde eine Brauerei mit einem Bierausstoß von 100.000 hl/a angesetzt. Zur Berechnung wurden die Ergebnisse für die Entwässerung von LBT verwendet, der vor allem in kleineren und mittleren Brauereien anfällt. Hierzu wurden zwei Varianten berechnet, in Variante (1) wurde die Biertrebermenge zu 100 % energetisch verwertet, in Variante (2) lediglich zu 50 %. Damit wurde in Variante (2) berücksichtigt, dass weiterhin 50 % der Biertrebermenge auch als Futtermittel verwendet werden können.

Die THG-Einsparungen wurden separat für die thermische Verwertung des Pressrückstands berechnet und mit dem Referenzsystem Wärme verglichen. In Variante (1) ergab sich durch den Einsatz von Pressrückstand als Brennstoff ein Einsparpotenzial von 274 MgCO2-Äq pro Jahr, für Variante (2) von 137 MgCO2-Äq pro Jahr. Das THG-Einsparpotenzial bei der biologischen Verwertung des Presswassers wurde mit dem Referenzsystem Strom und Wärme verglichen. In Variante (1) wurde ein Einsparpotenzial von 100 MgCO2-Äq pro Jahr und für Variante (2) von 50 MgCO2-Äq pro Jahr berechnet.

Analog dazu erfolgte auch die Wirtschaftlichkeitsabschätzung für beide Varianten. Hierzu wurde in einem ersten Schritt der Wärmegrundlastbedarf für eine Brauerei mit 100.000 hl/a berechnet. Allerdings ist die thermische Verwertung von Biertreber nur in Kombination mit Holzhackschnitzeln in einer Biomassefeuerung aus energetischer und wirtschaftlicher Sicht sinnvoll. Die Wirtschaftlichkeitsabschätzung für die Biomassefeuerung erfolgte daher für eine kombinierte Biertreber/Holzhackschnitzel-Feuerungsanlage. Für das Gesamtkonzept ergab sich für Variante (1) ein Gewinn von 25.000 €/a, bei einer Amortisationszeit von 12 Jahren und Wärmegestehungskosten von 67 €/MWh. In Variante (2) ergab sich ein Gewinn von 20.000 €/a, bei 13 Jahren Amortisationszeit und 69 €/MWh Wärmegestehungskosten.


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1 Einleitung

Im Forschungsprojekt „Optimierte energetische Nutzung eines nassen Abfalls (Biertreber) durch die Kombination biologischer, mechanischer und thermischer Verfahren“ (FKZ 03KB038) soll ein innovatives und wirtschaftlich tragfähiges Konzept entwickelt werden, nasse biogene Reststoffe aus der Lebensmittelindustrie energetisch zu nutzen.

Generell ist die Entsorgung oder Verwertung dieser Reststoffe aufgrund der biologischen Stabilität, dem möglichen Wachstum pathogener Keime, dem hohen Wassergehalt, der schnellen Autoxidation wenn Fette enthalten sind und den biochemischen Veränderungen durch Enzyme und Autolyse schwierig [Russ, Meyer-Pittroff 2004]. Reststoffe aus der Lebensmittelindustrie sind typischer Weise durch chemisch-physikalische Separation oder mechanische Abtrennung der wertbestimmenden Bestandteile entstanden.

Biertreber aus Brauereien ist ein typischer Lebensmittelabfall, der den genannten Tatsachen entspricht und sich damit für eine exemplarische Untersuchung sehr gut eignet. Treber fallen bei der Bierherstellung an, dabei wird Malz (gekeimtes und gedarrtes Getreide) im Sudhaus mit Wasser extrahiert. Ziel der Extraktion ist es, aus dem Malz die Stärke, die Zucker und bestimmte Eiweißfraktionen unter Zuhilfenahme der malzeigenen Enzyme in Wasser zu lösen. Der Feststoffrest (Treber) wird im Anschluss mechanisch abgetrennt, weist jedoch immer noch einen Wassergehalt von 80 % auf. Allein im Jahr 2006 konnte der deutschlandweit angefallene Biertreber auf ca. zwei Millionen Tonnen beziffert werden.

Biertreber werden gegenwärtig fast ausschließlich als Futtermittel genutzt, allerdings gestaltet sich die Entsorgung zunehmen schwieriger. Gründe hierfür sind vor allem Umstrukturierungen in der Landwirtschaft sowie Unternehmenskonzentrationen und der Anstieg der Abfallmassen in der Lebensmittelindustrie.

Aufgrund des hohen organischen Anteils sind Biertreber auch für eine weitere energetische Verwertung äußerst interessant. Vor allem Brauereiunternehmen haben ein großes Interesse an einer weiteren Nutzung als Energieträger, da der Treber für eine direkte Weiterverwertung unmittelbar zur Verfügung steht. Zudem werden Brauereien mit steigenden Energie- und Transportkosten belastet [Herfellner et al. 2006].

Durch den Einsatz von regenerativen Energieträgern zur Wärmebereitstellung können fossile Energieträger eingespart und CO2-Emissionen vermieden werden. Allerdings ist aufgrund des schwankenden Wärmebedarfs der Einsatz von Biomasse bisher kaum realisiert worden. Anreiz für Brauereien könnte daher die Nutzung von Biertrebern als quasi kostenloser Energieträger sein. Gleichzeitig wird zudem ein Anreiz geschaffen, die Wärmeversorgung auf Biomasse umzustellen.

Aus diesem Grund wurden innerhalb der letzten 20 bis 30 Jahre immer wieder Konzepte zur energetischen Nutzung des Trebers untersucht. Der Fokus lag insbesondere auf der direkten thermischen Verwertung zur Wärmerückgewinnung oder der biologischen Vergärung zu Biogas. Trotzdem gibt es aber bis heute immer noch kein schlüssiges Konzept zur energetischen Nutzung von Biertrebern. Im Rahmen des Forschungsvorhabens wurde daher ein neuer innovativer Ansatz zur energetischen Treberverwertung untersucht.


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2 Aufgabenstellung

Bisherige Konzepte zur energetischen Treberverwertung konzentrierten sich zum einen auf die anaerobe Fermentation zu Biogas oder die direkte thermische Nutzung. Der hohe Anteil an Cellulose, Hemicellulose und Lignin kann jedoch durch anaerobe Fermentation kaum abgebaut werden, was hohe Verweilzeiten und eine schlechte energetische Ausbeute zur Folge hat. Bei der thermischen Verwertung erweist sich der hohe Wassergehalt und die Proteinfraktion als problematisch. Eine thermische Trocknung des Trebers ist aus energetischer Sicht nicht rentabel, der Proteinanteil verursacht bei der Verbrennung zudem hohe NOx-Emissionen.

Im Forschungsvorhaben wurde daher eine mechanische Entwässerung integriert, um eine biochemische Fraktionierung des Biertrebers in eine Fest- und Flüssigphase zu erzielen. Die Inhaltsstoffe können so der jeweils optimalen energetischen Verwertung zugeführt werden. Durch die Kombination biologischer, mechanischer und thermischer Verfahren wird so eine optimierte energetische Nutzung von nassen Abfällen am Beispiel Biertreber angestrebt. Die biochemischen Fraktionen von Biertreber und ihre energetisch optimalen Verwertungswege sind in Abbildung 1 aufgeführt.

Abbildung 1: Biochemische Fraktionen von Biertreber in Mass.-% TS und optimale energetische Verwertungsoptionen der verschiedenen Bestandteile

In die Flüssigphase (Presswasser) werden vor allem biologisch gut abbaubare Bestandteile wie Fette und Proteine transferiert. Das Presswasser eignet sich daher besonders für die anaerobe Fermentation. In der festen Phase (Pressrückstand) verbleibt vor allem der Cellulose-, Hemicellulose- und Ligninanteil. Der feste Pressrückstand kann bei geeignetem Wassergehalt somit ohne weitere Trocknung direkt thermisch verwertet werden.

Ziel ist die mechanische Entwässerung des Biertrebers auf TS-Gehalte ≥ 40 % ohne und mit Zugabe von Detergenzien wie Tenside, Netzmittel, Säuren oder Laugen. Weitere zentrale Aspekte sind die Verwertung des Presswassers und Pressrückstandes. In Batch-Gärtests werden die verschiedenen Presswasserproben auf ihre prinzipielle Vergärbarkeit zu Biogas hin untersucht. Daneben ist der technische Nachweis zur thermischen Verwertung des entwässerten Pressrückstandes als Mono- oder Mischbrennstoff unter Einhaltung emissions-rechtlicher Vorgaben der TA Luft und der 17. BImSchV zu erbringen.


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3 Stand der Technik

Mit Blick auf die Verwendung von Biertreber wird zunächst auf die einzelnen Verwertungs-optionen eingegangen und im Anschluss ein Überblick über die verschiedenen Ansätze zur energetischen Nutzung gegeben.

3.1 Verwertungsoptionen von Biertreber

Prinzipiell kann zwischen einer stofflichen und energetischen Verwertung unterschieden werden. Zur stofflichen Nutzung zählen die Verwendung von Biertreber als Futtermittel, aber auch als Bau- oder Dämmstoff.

3.1.1 Landwirtschaftliche Verwertung

Eine tragende Rolle bei der Verwertung von Biertreber spielt nach wie vor die Landwirtschaft. Biertreber gilt als hervorragendes Eiweißfuttermittel für Rinder und ist auch als Beimischung zum Brot für den menschlichen Genuss geeignet. Brauereien arbeiten grundsätzlich nach dem Lebensmittel-, Bedarfsgegenstände-, und Futtermittelgesetzbuch und einer Vielzahl darauf aufbauender Verordnungen, wie der Lebens- und Futtermittelverordnung [LfL 2008]. Dies spricht für größte Sorgfalt im Umgang mit Biertreber und für höchste Futtermittelqualität. Nach Abtrennung von der Würze gelangt der Reststoff dann entweder zur Lagerung in Trebersilos oder wird auf direktem Wege zum Landwirt gebracht. Dort wird er siliert oder direkt an Rinder verfüttert [Weber 2009].

Das größte Problem bei der Verwertung als Futtermittel besteht allerdings in der leichten Verderblichkeit von Biertreber. Verantwortlich dafür sind zum einen der hohe Wassergehalt (80 %), zum anderen die hohen Auslieferungstemperaturen (> 78 °C) und die hohe Enzymlöslichkeit [LfL 2008; Narziss 1995]. In Zahlen ausgedrückt weist Biertreber eine aerobe Stabilität von maximal 2 bis 3 Tagen, im Sommer sogar nur 1,5 Tage auf [LfL 2008]. Modernere Brauereien reduzieren aus diesem Grund den Wasseranteil bereits im Sudhaus auf bis zu 28 % [LfL 2008].

Eine weitere Problematik stellt die seit Jahren zurückgehende Rinderanzahl dar. Der Rinderbestand in Deutschland verzeichnete zwischen den Jahren 1998 und 2008 einen Rückgang um etwa zwei Millionen Rinder, was im Umkehrschluss zwei Millionen weniger Abnehmer zur Verwertung von Biertreber bedeutet [Stat. Bundesamt 2009]. Zudem werden Rinder während der warmen Monate zum Grasen auf der Weide gehalten. Dies erspart dem Landwirt zwar einen teuren Zukauf von Futtermitteln, führt aber bei der Brauereiwirtschaft zu schwankenden Abnahmekapazitäten bei Biertreber. Wird dieser nicht verfüttert, verdirbt er und kann folglich nicht mehr als Futtermittel genutzt werden.

3.1.2 Stoffliche Verwertung

Eine Alternative zur landwirtschaftlichen Verwertung von Biertreber ist die stoffliche Nutzung. Hier macht man sich den im Biertreber besonders hohen Faseranteil zunutze. So wirkt sich die Zugabe von Biertreber bei der Herstellung von Ziegeln besonders vorteilhaft auf die Festigkeit der ungebrannten Rohlinge aus [Knirsch et al. 2003].


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Der Ziegel erhält durch das Schwinden der Fasern während des Brennens eine höhere Porosität, was sich positiv auf die Dämmeigenschaften auswirkt und bisherige Materialien wie Polystyrol ersetzten könnte [Heiss 2004]. Eine andere Verwertungsmöglichkeit findet der Reststoff in der Herstellung von Isolier- und Dämmmaterialien [Mayer 1997]. Allerdings wird die industrielle Nutzung von Biertreber vor allem aus Kostengründen (Investition in Zusatzanlagen) nicht genutzt.

3.1.3 Energetische Verwertung

Die energetische Nutzung fokussierte sich zum einen auf die anaerobe Vergärung zu Biogas und zum anderen auf der direkten thermischen Verwertung in Feuerungsanlagen.

► Biologische Verfahren

Biertreber sind aufgrund ihrer Zusammensetzung an äußerst lange Verweilzeiten bei der anaeroben Vergärung zu Biogas gebunden. Dabei gibt die Verweilzeit jene Zeitspanne an, die Bakterien benötigen, um ein Substrat in Biogas zu verstoffwechseln. Verantwortlich dafür ist der hohe Faseranteil, der in der Hydrolyse nur schwer bzw. im Falle von Lignin anaerob nicht abbaubar ist. Bezogen auf den Trockensubstanzgehalt besteht Biertreber zu über 60 % aus Lignocellulose, den Rest bilden Proteine und Fette, der Aschegehalt beträgt 4 bis 5 %. Während Proteine, Fette, Stärke und wasserlösliche Zucker innerhalb weniger Tage in niedermolekulare Bausteine abgebaut sind, benötigen Cellulosen und Hemicellulosen dabei teilweise über 50 Tage und mehr [Möller et al. 1992]. Aus diesem Grund wurden daher verschiedene Ansätze zur anaeroben Fermentation von Biertreber durchgeführt.

Eine Möglichkeit besteht in der mechanische, chemische oder enzymatische Vorbehandlung von Treber. Durch mechanische Verfahren, zum Beispiel die Zerkleinerung in Kugelmühlen, kann eine Feststoffreduktion nach der Hydrolyse von 82 % erreicht werden. Allerdings ist für eine Zerkleinerung etwa 35 bis 40 % der im Blockheizkraftwerk gewonnen Energie nötig, was wiederum die Energiebilanz des Gesamtsystems deutlich verschlechtert. Chemische Vorbehandlungen weisen den Vorteil auf, dass das Extraktionsvermögen der Hemicellulosen aus dem Lignocelluloseverbund verbessert wird. Dieser positive Effekt wird jedoch durch die Proteindenaturierung und den Anstieg der Salzfrachten im Reaktor wieder aufgehoben. Durch eine chemische Vorbehandlung konnte in bisherigen Untersuchungen aber noch keine Verkürzung der Verweilzeit erreicht werden [Herfellner et al. 2006]. Eine weitere Möglichkeit stellt der Einsatz von Enzymen dar, in Vorversuchen konnte hier bereits eine wesentliche Steigerung der Gasausbeute festgestellt werden [Herfellner et al. 2006]. Allerdings ist der Einsatz von Enzymen mit zusätzlichen Kosten verbunden, zudem ist die Wirkungsweise teilweise immer noch unbefriedigend.

Eine zweite Möglichkeit besteht in der Entwicklung prozessoptimierter Verfahrenskonzepte, wie der zweistufigen Fermentation. Bei zweistufigen Prozessen trennt man Hydrolyse und Versäuerung räumlich und zeitlich von der Essigsäure- und Methanbildung. Der Vorteil einer zweistufigen Prozessführung liegt darin, optimale Lebensbedingungen für die Bakterien in den Abbauschritten einzustellen. Die Trennung der Prozessschritte bewirkt eine höhere Biogasausbeute, vergrößert den Massenstrom bei der Substrateinbringung und verkürzt damit die Verweilzeit durch den schnelleren Abbau der zugeführten Organik. Trotz der genannten Vorteile sind zweistufige Prozessführungen immer mit höheren Kosten durch zusätzliche Behälter, Rührsysteme, Heizungen und Pumpen verbunden [Eder, Schulz 2006].


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An der Staatsbrauerei Weihenstephan wurde im Juni 2009 eine Demonstrationsanlage zur zweistufigen Vergärung von Biertrebern und Hefe in Betrieb genommen worden. Laut Herstellerangaben, könnte durch die Treber-Vergärung ca. 47 % des Energiebedarfes einer Brauerei abgedeckt werden.

Trotz der zahlreichen Forschungsvorhaben zur anaeroben Fermentation von Treber existiert aber immer noch keine kostengünstige und serienreife Technologie auf dem Markt.

► Thermische Verfahren

Eine weitere Möglichkeit ist die thermische Nutzung von Biertrebern als biogener Brennstoff, um Prozesswärme rückzugewinnen und kostenintensiven Entsorgung zu vermeiden. Problematisch erweist sich hier aber der hohe Wassergehalt im Treber von ca. 80 % und der damit verbundenen Reduzierung des wassergehaltsbezogenen Heizwerts.

Der Heizwert eines Brennstoffes beschreibt dabei jene Wärmemenge, die frei wird, wenn ein Brennstoff vollständig unter Normbedingungen verbrennt. Er beinhaltet jedoch nicht die Kondensationsenthalpie des im Abgas enthaltenen Wasserdampfes [Feßmann, Orth 2002]. Für die direkte thermische Verwertung ist daher ein geeigneter Mindestheizwert einzuhalten, um eine eigenständige Verbrennung zu gewährleisten. Abbildung 2 zeigt den Heizwert von Biertreber abhängig vom Wassergehalt.

Abbildung 2: Heizwert Biertreber abhängig vom Wassergehalt [verändert nach Kepplinger 2006]

Die Abbildung zeigt, dass der Heizwert, ausgehend von 20 MJ/kgTS im wasserfreien Zustand, linear mit steigendem Wassergehalt sinkt [Brauwelt 2008-1]. Der Schnittpunkt der Heizwertkurve mit der Abszisse liegt in etwa bei einem Wassergehalt von 85 %, ab dann wird mehr Energie zur Verdampfung des im Brennstoff enthaltenen Wassers benötigt, als durch die Oxidation seiner brennbaren Bestandteile freigesetzt werden kann. Ähnlich wie bei der biologischen Verwertung wurden daher nur vereinzelt Konzepte zur thermischen Verwertung umgesetzt. Eine Verbrennungsanlage die Biertreber nutzt, wird seit Jahren von der Gösser Brauerei in Österreich betrieben.


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Dort fallen jährlich etwa 16.000 MgFM Biertreber an, wobei 8.000 bis 10.000 MgFM thermisch verwertet werden können. Der Biertreber wird durch mechanische Vorbehandlung auf 58 % Wassergehalt entwässert und dann über ein spezielles Vortrocknungssystem der Feuerung zugeführt. So können bis zu 80 % der Heizenergie des Sudhauses durch Biertreber bereitgestellt und die entstehende Asche noch als Dünger genutzt werden [Brauwelt 2008-1]. Allerdings weist die Demonstrationsanlage verschiedene Probleme speziell im Bereich der Entwässerung und der Abgasbehandlung auf [Brauwelt 2008-2]. Eine direkte thermische Verwertung von Biertreber ist demnach ohne vorherige Entwässerung nicht möglich ist.

3.2 Entwässerungsverfahren

Bei Entwässerungsverfahren unterscheidet man prinzipiell zwischen thermischen und mechanischen Varianten, die im Folgenden kurz beschrieben werden.

3.2.1 Thermische Verfahren

Bei den thermischen Verfahren erfolgt die Entwässerung grundsätzlich über Verdunstung oder Verdampfung. Während bei einer Verdunstung die entwichene Feuchte aus zwei Gasen besteht, meistens Luft und Wasserdampf, entweicht bei der Verdampfung ausschließlich Wasserdampf. Zur Entwässerung stehen drei Varianten zur Verfügung, siehe Abbildung 3.

Abbildung 3: Allgemeine Trocknungsvarianten [Kraume 2004]

Der übertragene Wärmestrom dient zur Erwärmung des zu feuchten Materials bis zur

Verdunstung bzw. Verdampfung, die über Konvektions-, Kontakt- oder Strahlungstrocknung erfolgen kann [Kraume 2004]. Anhand dieser Methoden können nasse Substrate bis zum Erreichen des gewünschten Feuchtegehalts getrocknet werden. Allerdings sind thermische Verfahren sehr energieintensiv und für die Nutzung von Biertreber als Brennstoff auch nicht zielführend, da der energetische Aufwand den Nutzen übersteigen würde.

Der Heizwert von Treber im wasserfreien Zustand beträgt etwa 20 MJ/kgTS, bei einem Wassergehalt von 80 % im Frischtreber ergibt sich aber nur noch ein Heizwert von 2 MJ/kg. Die theoretische Selbstbrennbarkeit von Treber beginnt aber erst ab ca. 55 % Wassergehalt. Um Treber mittels thermischer Trocknung auf einen Wassergehalt von 50 % zu bringen, müssten 60 % der Gesamtmasse verdampft werden. Legt man die Verdampfungsenthalpie von Wasser mit 2,45 MJ/kg zu Grunde, so liegt der theoretische Energiebedarf zur Trocknung von einem Kilogramm Biertreber bei ca. 1,47 MJ. Berücksichtigt man noch die Verluste durch Abgaswärme und Aufheizung der Treber, liegt der Energiebedarf in einem Bereich von 2 MJ/kg.


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Ein thermisches Trocknungsverfahren ist somit energetisch nicht sinnvoll [Kepplinger 2008]. Thermische Verfahren sind auch laut Literatur deutlich energieaufwändiger als mechanische Verfahren, weshalb nasse Substrate auch bevorzugt mechanisch entwässert werden sollten [Kraume 2004].

3.2.2 Mechanische Verfahren

Bei kontinuierlichen Verfahren zur mechanischen Entwässerung nasser Einsatzstoffe können prinzipiell Dekanter, Band- oder Schneckenpressen genutzt werden. Die Fest-/Flüssig-trennung vollzieht sich dabei unter Einwirkung von Kräften und erfolgt mittels Sedimentation, Filtration oder Auspressen [Surmann 1991]. Die mechanischen Entwässerung von Treber wurde großtechnisch bisher nur in einer Bandpresse umgesetzt, die kurz beschrieben wird.

► Bandpresse

Die eingesetzte Siebbandpresse arbeitet kontinuierlich sowohl nach dem Auspressungs- als auch dem Filtrationsprinzip, Abbildung 4 zeigt die verwendete Siebbandpresse.

Abbildung 4: Bandpresse zur Entwässerung von Biertreber [Flottweg 2010]

Die Bandpresse besteht aus zwei parallel zueinander laufenden Bändern, die kontinuierlich über ein Rollensystem geführt werden. Über eine Zuführungseinrichtung (grün) erfolgt die Zugabe des Trebers auf das im Einzug liegende untere Band. Anschließend wird der Treber in der Keilzone horizontal durch das zweite Band umschlossen.

Das austretende Wasser kann so nur seitlich abfließen. Die parallel laufenden Bänder umschließen im Weiteren ein Walzensystem mit unterschiedlichen Durchmessern. Dabei wirken wechselnde Druck- und Scherkräfte auf das Substrat. Durch die Druckdifferenz gegenüber der Atmosphäre findet eine Entwässerung statt. Bei der Gösser Brauerei wurde die Bandpresse mit Siebbändern versehen. Dies hat den Vorteil, das Wasser nicht nur seitlich, sondern auch durch das Band selbst entweichen kann (Siebbandpresse).

Laut Literaturangaben konnte der geforderte Wassergehalt von 58 % mit der Bandpresse allerdings nicht kontinuierlich eingehalten werden, daher wurde im aktuellen Projekt eine Schneckenpresse zur mechanischen Entwässerung eingesetzt.


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► Schneckenpresse

Schneckenpressen werden grundsätzlich in zwei Bauformen, Sieb- oder Vollmantel-schneckenpressen unterteilt, kontinuierlich betrieben und ein- oder zweiwellig ausgeführt. Die Vollmantelschneckenpresse ist von einem geschlossenen Gehäuse, dem Pressraum, umgeben. Einzig der Einfüll- bzw. Entwässerungsstutzen im vorderen Bereich und die Austrittsöffnung am Ende der Maschine gewährleisten einen kontinuierlichen Betrieb. Die Entwässerung erfolgt durch Komprimierung des Pressgutes mittels einer rotierenden Pressschnecke, die das Pressgut gegen einen engen Ringspalt am Austrittsende fördert. Die daraus resultierende Druckerhöhung auf das nasse Material führt zur Fest-/ Flüssigtrennung.

Im Gegensatz dazu besitzen Siebschneckenpressen eine für Flüssigkeiten durchlässige Pressraummantelfläche, man unterscheidet zwischen Filter-, Lochsieb- und Seiher-schneckenpressen. Die Bezeichnungen der einzelnen Bauarten beziehen sich dabei auf die Bauweise der Mantelflächen. Diese können demnach verschieden perforiert (durchlöchert) oder mit Seiherstäben belegt sein.

Ein Vorteil von Schneckenpressen gegenüber anderen mechanischen Verfahren besteht auch darin, dass hier Reibungsvorgänge kombiniert mit Entwässerungsvorgängen ablaufen. Versuche mit Schnecken- und Kolbenpressen haben gezeigt, dass bei Schneckenpressen höhere Entwässerungsraten erzielt werden und das entstehende Presswasser deutlich mehr biologische Substanz (gemessen als CSB) enthält. Da das entstehende Presswasser anschließend zu Biogas verstoffwechselt werden soll, sind hohe CSB-Gehalte hinsichtlich des erzielbaren Biogasertrags vorteilhaft.

Darüber wird auch ein höherer Anteil der biologisch abbaubaren proteinhaltigen Substanzen ins Presswasser transferiert und gleichzeitig im Pressrückstand reduziert. Dies wirkt sich positiv auf das Emissionsverhalten bei der thermischen Verwertung des Pressrückstandes aus, da die Proteinfraktion zur Bildung von NOx- und SO2-Emissionen beiträgt.

3.3 NOx-Emissionen

Die NOx-Bildung aus Brennstoffstickstoff ist im besonderen Maße bei der Verbrennung von Biertreber aufgrund des hohen Anteils an Proteinen zu erwarten, in denen Stickstoff eingebunden ist. Im Folgenden werden die wesentlichen Bildungsmechanismen von Stickstoffoxiden und Maßnahmen zur Stickstoffoxidreduzierung erläutert.

3.3.1 Bildungsmechanismen

Die Bildung von Stickstoffoxiden während der Verbrennung erfolgt auf unterschiedlichen Wegen. In der Verbrennungsanlage bildet sich zum größten Teil Stickstoffmonoxid (NO). Im weiteren Verlauf reagiert das NO nach dem Kamin in der Atmosphäre zu NO2, siehe Gleichung 1 [Zelkowski 2004].

Gl. 1

Im Wesentlichen werden drei Bildungsmechanismen von Stickstoffoxiden unterschieden.


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► Thermische Stickstoffoxide

Die Bildung von thermischen Stickstoffoxiden erfolgt bei hohen Temperaturen aus molekularem Luftstickstoff und dem Sauerstoff der Verbrennungsluft. Entscheidend für die thermische NOx-Bildung sind örtlich auftretende Maximaltemperaturen. Signifikante NOx-Gehalte treten erst bei Temperaturen oberhalb von 1.300 bis 1.400 °C auf. Bei der Biomasseverbrennung treten nur in Ausnahmefällen ausreichend hohe Temperaturen auf, die zur Bildung von thermischen NOx führen. Somit spielt die thermische NOx-Bildung, bei der Verbrennung biogener Brennstoffe, eine untergeordnete Rolle [Kaltschmitt et al. 2009].

► Prompte Stickstoffoxide

Promptes Stickstoffoxid wird bei Anwesenheit von Kohlenwasserstoff-Radikalen in der Flammenfront gebildet, siehe Gleichung 2.

Gl. 2

Der entstandene Stickstoff reagiert dann in einem weiteren Reaktionsschritt zu NO. Darüber hinaus kann die folgende Oxidation des HCN zur Bildung von weiterem NOx führen. Die Bildung von prompten NOx ist wie die thermische NOx-Bildung nur bei hohen Temperaturen (ab 1400 °C) möglich. Folglich spielt bei der Biomasseverbrennung die Bildung von promptem NOx ebenfalls nur eine untergeordnete Rolle [Kaltschmitt et al. 2009].

► NOx aus Brennstoffstickstoff

Die NOx-Bildung aus Brennstoffstickstoff hat den größten Einfluss bei der Verbrennung von Biomasse, da diese bereits bei Temperaturen ab 800 °C einsetzt. Die Stickstoffradikale aus dem Brennstoff werden auf unterschiedlichen Wegen freigesetzt.

Während der pyrolytischen Zersetzung geht ein Teil des Stickstoffes in die Gasphase über, der restliche Stickstoff verbleibt im Pyrolysekoks. Je schneller und heißer die Pyrolysephase verläuft, umso höher ist der Anteil des Stickstoffes, der in die Gasphase übergeht. In der Gasphase geht der Stickstoff Verbindungen ein, die entweder zur Familie der Amine oder Cyanide, gehören. Je nach Verbrennungsbedingungen werden diese Verbindungen zu NO oxidiert oder zu molekularem Stickstoff zersetzt. Der im Restkoks enthaltene Stickstoff reagiert ebenso zu NO oder zersetzt sich zu N2. Generell wird der Stickstoff in der Gasphase im höheren Maße zu NO umgesetzt als der Stickstoff im Restkoks [Zelkowski 2004].

3.3.2 Minderungsmaßnahmen

Die Maßnahmen zur Stickstoffoxidminderung gliedern sich in Primär- und Sekundärmaß-nahmen. Primärmaßnahmen beschreiben dabei optimierte Brennprozesse, die die Bildungsmechanismen von Stickstoffoxiden unterdrücken sollen. Bei den Sekundär-maßnahmen handelt es sich um Abscheideverfahren, bei denen durch Zugabe eines Reduktionsmittels Stickstoffmonoxid zu molekularem Stickstoff reagiert.

► Primärmaßnahmen

Eine NOx-Reduzierung durch Primärmaßnahmen kann prinzipiell durch Abgasrezirkulation, Brennstoffstufung oder Luftstufung erfolgen.


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Bei der Abgasrezirkulation werden abgekühlte Abgase in die Flammenzone zurückgeführt. Dadurch kommt es zu einer Minderung der thermischen NOx-Bildung. Da durch die Rückführung der Abgase reduzierende Bedingungen im Brennraum geschaffen werden, wird auch die NOx-Bildung aus Brennstoffstickstoff beeinflusst. Folglich kann durch eine Abgasrückführung auch eine Verminderung der NOx-Emissionen in Biomassefeuerungen erzielt werden, in denen NOx hauptsächlich aus Brennstoffstickstoff gebildet wird.

Dadurch das bereits gebildetes NOx mit dem Abgas in die Reaktionszone zurückgeführt wird und eine bessere Vermischung der Gase im Brennraum stattfindet kann eine Verminderung Stickstoffoxide erfolgen [Kaltschmitt et al. 2009].

Eine Brennstoffstufung kommt nur bei Anlagen mit einer Feuerungswärmeleistungen im höheren Leistungsbereich zum Einsatz, da die Prozessregelung und die Realisierung von zwei unabhängigen Brennstoffzuführungen sehr aufwändig ist. In einer ersten Stufe wird der Hauptbrennstoff bei Luftüberschuss (λ > 1) verbrannt. Dem Abgas wird dabei, in der sogenannten Reduktionszone, ein Zweitbrennstoff beigemischt. Dadurch wird eine Luftüberschusszahl (λ < 1) in der Reduktionszone erreicht. Zuvor gebildete Stickstoffoxide werden somit durch NH- und CH-Verbindungen aus dem Zweitbrennstoff reduziert. Vor allem Brennstoffe, wie Erdgas, Kohle und Holz sind als Zweitbrennstoffe geeignet.

Bei luftgestuften Anlagen erfolgt die Zuführung der Verbrennungsluft in mindestens zwei Zonen. Ziel der Luftstufung ist es, dass die Primärluftzufuhr, die für die Vergasung des Brennstoffes benötigt wird, unterstöchiometrisch erfolgt (λ < 1).

Aufgrund von Sauerstoffmangel wird in der Primärzone keine adiabate Verbrennungs-temperatur erreicht, was eine geringe NOx-Bildung zur Folge hat. Der vollständige Ausbrand der Gase wird durch die Sekundärluftzufuhr erreicht, die in einem überstöchiometrischen Verhältnis (λ > 1) zugeführt wird. In der Praxis hat sich gezeigt, dass die NOx-Bildung bei minimalem Gesamtluftüberschuss am geringsten ist [Kaltschmittt et al. 2009].

Da Sekundärmaßnahmen zur Stickstoffoxidminimierung mit einem hohem anlagen-technischen Aufwand und zusätzlichen Kosten verbunden sind, sollten zuerst alle Möglichkeiten der Stickstoffoxidreduzierung durch Primärmaßnahmen ausgeschöpft sein. Deshalb wurde in den durchgeführten Versuchen ein besonderes Augenmerk auf die Luftstufung gelegt.

► Sekundärmaßnahmen

Im Wesentlichen beruhen Sekundärmaßnahmen zur Stickstoffoxidreduktion auf der Umsetzung von NOx mit NH-Radikalen. Als Quelle für die NH-Radikale kommen vorrangig Ammoniak, Harnstoff sowie Isocyansäure zum Einsatz. In den Gleichungen 3 und 4 sind die Reduktionsreaktionen von NO beziehungsweise NO2 dargestellt.

Gl. 3

Gl. 4

Bei der selektiven nicht-katalytischen Reduktion (SNCR) läuft die Reaktion nach Gleichung 3 in einem Temperaturbereich von 850 bis 950 °C ab.


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Außerhalb dieses Temperaturfensters laufen vermehrt ungewollte Reaktionen ab, bei denen Ammoniak mit Sauerstoff entweder zu Stickoxiden und Wasser reagiert oder Ammoniak zu Stickstoff und Wasser zersetzt wird. Während beim SNCR-Verfahren Ammoniak oder Harnstoff direkt in die Nachbrennkammer eingedüst wird, werden die Abgase bei der selektiven katalytischen Reduktion (SCR) unter Zugabe von Ammoniak durch einen Katalysator geleitet. Der Katalysator ermöglicht den Ablauf der Reaktionen nach den Gleichungen 3 und 4 in einem Temperaturbereich von 200 bis 450 °C. Bei Anlagen, die mit SCR-Verfahren ausgerüstet sind, treten häufig Probleme aufgrund einer ungeeigneten Anpassung von Feuerung und Katalysator auf, zum Beispiel durch zu niedrige Abgastemperaturen im Teillastbetrieb [Kaltschmitt et al. 2009].


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4 Material und Methoden

Im Folgenden werden die durchgeführte Analytik, die Versuchsanlagen und die genutzten Berechnungsgrundlagen beschrieben.

4.1 Analytik

Die Analytik umfasste die Bestimmung wichtiger Parameter im Frischtreber, dem erzeugten Pressrückstand und dem Presswasser nach der mechanischen Entwässerung, sowie eine Rohgasanalyse zur Beurteilung der Verbrennungsversuche.

4.1.1 Nasschemische Analytik

Die nasschemische Analyse der Versuchsreihen umfasste die in Tabelle 1 aufgelisteten Parameter Trockensubstanz (TS), Glühverlust (GV), Rohprotein, Rohfett B, Rohfaser, NFE, löslicher Chemischer Sauerstoffbedarf (CSBlös.) und pH-Wert. Die Proben wurden nach den Versuchen zur Gewährleistung repräsentativer Ergebnisse homogenisiert.

Tabelle 1: Analysenprogramm für den Frischtreber, den Pressrückstand und das Presswasser

Parameter Symbol Einheit Frischtreber Pressrückstand Presswasser

Trockensubstanz TS [%] x x x

Glühverlust GV [%TS] x x x

Rohprotein XP [%TS] x x x

Rohfett XL [%TS] x x x

Rohfaser XF [%TS] x x x

N-freie Extraktstoffe NFE [%TS] x x x

Chemischer Sauerstoffbedarf CSBlös. [mg/l] x

pH-Wert pH [-] x

Der TS-Wert und Glühverlust wurden nach jedem Versuch im Doppelansatz bestimmt. Die Ergebnisse wurden auch für die weiteren Untersuchungen zur biologischen und thermischen Verwertung verwendet. Zur Beurteilung der biochemischen Fraktionierung wurde in ausgewählten Versuchen der Rohprotein-, Rohfett-, Rohfaser- und NFE-Anteil analysiert. Zudem wurde noch der CSBlös. und der pH-Wert der Presswasserproben gemessen.


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► Trockensubstanz (TS) und Glühverlust (GV)

Die Trockensubstanz (TS) der Probe wird nach DIN 38414 S2 ermittelt, dabei wird die Probe zunächst bei 105 °C bis zur Gewichtskonstanz getrocknet und dann der Gewichtsverlust bestimmt. Der Glühverlust (GV) ergibt sich durch Glühen der getrockneten Probe bei 550 °C gemäß DIN 38414 S3. Der Glühverlust entspricht dabei der organischen Trockensubstanz, zurück bleiben alle mineralischen Bestandteile, auch Rohasche genannt. Die verwendeten Gleichungen zur Berechnung sind in Gleichung 5 und 6 dargestellt.

Gl. 5 %100mm

mmTS

SchaleProbeSchale

SchaleTrocknennachSchale

mit: TS: Trockensubstanzgehalt [%] mSchale nach Trocknen: Masse Schale + Probe nach Trocknen [g] mSchale+Probe: Masse Schale + eingesetzte Probe [g] mSchale: Masse Schale (leer) [g]

Gl. 6 %100mm

mmoTSGV

SchaleProbeSchale

GlühennachSchaleTrocknennachSchale

mit: GV: Glühverlust [%] oTS: Gehalt an organischer Trockensubstanz [%] mSchale nach Trocknen: Masse Schale + Probe nach Trocknen [g] mSchale nach Glühen: Masse Schale + Probe nach Glühen [g] mSchale+Probe: Masse Schale + eingesetzte Probe [g] mSchale: Masse Schale (leer) [g]

► Chemischer Sauerstoffbedarf

Die Analyse des chemischen Sauerstoffbedarfs (CSBlös.) der Presswasserproben erfolgte mittels Küvettentests. Hierzu wurde 1 ml der zentrifugierten Probe in eine Küvette, gefüllt mit Reaktionsflüssigkeit, pipettiert, durchmischt und zwei Stunden bei 148 °C gekocht. Die organischen Bestandteile werden in der stark schwefelsauren Kaliumdichromatlösung unter Katalyse durch Quecksilbersulfat vollständig zu Wasser und Kohlendioxid oxidiert. Die eintretende Grünfärbung des Reagenz gibt den nötigen Sauerstoffbedarf der Probe an. Nach erneuter Durchmischung und Abkühlung der Probe auf Raumtemperatur wird der Anteil an nicht verbrauchtem Kaliumdichromat photometrisch bei einer Wellenlänge von 605 nm gemessen. Das Photometer ermittelt aus der gemessenen Extinktion den Wert der Probe.


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4.1.2 Rohgasanalyse

Die Bestimmung der Rohgaszusammensetzung bei den Verbrennungsversuchen erfolgte mit einem Multicomponenten-Analyser (MCA 04), dass nach TA Luft, 13., 17. und 30. BImSchV zur Emissionsmessung zugelassen ist. Es können bis zu acht Komponenten im Abgasstrom parallel gemessen werden. In Tabelle 2 sind die gemessenen Komponenten, der jeweilige Messbereich und das Messverfahren angegeben. Alle Messdaten der Gasanalyse wurden automatisch gespeichert und zur späteren Auswertung herangezogen, die Fehlerabweichung des Messgerätes lag bei +/- 4 %.

Tabelle 2: Gaskomponenten, Messbereich und -prinzip des Multicomponenten-Analyser (MCA 04)

Komponenten Symbol Einheit Messbereich Messprinzip

Kohlenmonoxid CO [mg/m³] 0 – 1.500

GasfilterkorrelationStickstoffmonoxid NO [mg/m³] 0 – 1.500

Chlorwasserstoff HCl [mg/m³] 0 – 1.200

Stickstoffdioxid NO2 [mg/m³] 0 – 300

BifrequenzverfahrenSchwefeldioxid SO2 [mg/m³] 0 – 2.500

Kohlendioxid CO2 [Vol.-%] 0 – 25

Wasser H2O [Vol.-%] 0 – 40

Sauerstoff O2 [Vol.-%] 0 – 25 Zirkonoxid-Zelle

Die angegebenen Komponenten wurden während der einzelnen Verbrennungsversuche kontinuierlich über den gesamten Versuchszeitraum gemessen. Die Daten wurden online erfasst und auf normierte Bezugsbedingungen umgerechnet und dienten zur Auswertung und Beurteilung der Versuche.

Zudem wurden gravimetrische Staubmessungen gemäß Richtlinienreihe VDI 2066 „Messen von Partikeln – Staubmessungen in strömenden Gasen – Gravimetrische Bestimmung der Staubbeladung“ durchgeführt. Der Gesamtmassenstrom des Staubes kann nicht unmittelbar gemessen werden. Zur Bestimmung der Staubkonzentration ist eine Teilstromentnahme des Rauchgases erforderlich. Diese Teilvolumenstromentnahme hat in Bezug auf den wirksamen Querschnitt der Entnahmesonde isokinetisch zu erfolgen, da sonst eine Entmischung des Gas-Staub-Stromes möglich ist. Der im Rauchgas enthaltene Staub wird an einem Filter abgeschieden. Die gemessene Staubbeladung ergibt sich als Quotient aus der abgeschiedenen Staubmasse und dem abgesaugten Teilvolumenstrom.


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4.2 Berechnungsgrundlagen

Zur Auswertung der Batch-Gärtests und der Verbrennungsversuche wurden verschiedene Berechnungen durchgeführt, die im Folgenden aufgelistet und erläutert werden.

4.2.1 Batch-Gärtests

Bei der Bestimmung des theoretischen Biogasertrags wurde das gemessene Biogasvolumen (Vi) auf Normvolumen (VN) abhängig von der Tages-Temperatur, dem täglichen Luftdruck und dem Wasserdampfpartialdruck gemäß Gleichung 7 umgerechnet. Alle angegebenen Biogaserträge beziehen sich auf Normbedingungen.

Gl. 7

i

NViiN T

TPVV

NPP

mit: VN: Norm-Biogasvolumen [lN]

pN: Norm-Druck (1013,25) [mbar]

TN: Norm-Temperatur (273,15) [K]

Vi: Gemessenes Biogasvolumen [l]

pi: Tages-Luftdruck [mbar absolut]

Ti: Tages-Temperatur [K]

pV: Wasserdampf-Partialdruck (73,9 bei 40 °C) [mbar]

4.2.2 Verbrennungsversuche

Im Vorfeld der Verbrennungsversuche wurde der Heizwert für den Treber-Pressrückstand und die eingesetzten Holzhackschnitzel gemäß Gleichung 8 berechnet. Der Wassergehalt der Treber-Pressrückstände wurde bereits im Vorfeld anhand der TS-Bestimmung ermittelt. Für die Heizwerte im wasserfreien Zustand wurden Literaturwerte verwendet.

Gl. 8

mit: Hi: Heizwert [MJ/kg]

w: Wassergehalt [% TS]

Hi(wf): Heizwert im wasserfreien Zustand [MJ/kg]

Hi(wf)Treber : 19,9 MJ/kgTS [Kepplinger 2008]

Hi(wf) Holzhackschnitzel : 19,0 MJ/kgTS [DBFZ 2011]

Der Gesamtheizwert und die Trockensubstanz der Brennstoffmischung ergeben sich dann anteilig aus dem angesetzten Massenverhältnis, gemäß Gleichung 9. Analog dazu erfolgt die Berechnung des Trockensubstanzgehalts des Brennstoffgemisches, gemäß Gleichung 10.

Gl. 9

Gl. 10


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mit: Hi Gemisch: Heizwert Brennstoffmischung [MJ/kg]

X: Massenanteil Pressrückstand [% Gemisch]

Y: Massenanteil Holzhackschnitzel [% Gemisch]

Hi Treber: Heizwert Pressrückstand [MJ/kg]

Hi Holzhackschnitzel: Heizwert Holzhackschnitzel [MJ/kg]

TS Treber: Trockensubstanz Pressrückstand [%]

TS Holzhackschnitzel: Trockensubstanz Holzhackschnitzel [%]

Die Konzentrationen der Emissionen im Abgas wurden messtechnisch in mg/m³N erfasst. Um die Werte vergleichen zu können, wurden sie auf 11 Vol.-% Sauerstoff im trockenen Abgas bezogen. Nachfolgend sind die einzelnen Berechnungsschritte dargestellt. Zunächst wurde nach Gleichung 11 die Massenkonzentration der einzelnen Emissionswerte in die entsprechende Volumenkonzentration umgerechnet.

Gl. 11

mit: EVf: Volumenkonzentration feuchtes Abgas [Vol.-%]

MV: Molvolumen [m³N/kmol]

Emf: Massenkonzentration feuchtes Abgas [mg/m³N]

Mm: Molmasse [g/mol]

Mittels Gleichung 12 wurde dann die Volumenkonzentration im trockenen Abgas berechnet.

Gl. 12

mit: EVtr: Volumenkonzentration trockenes Abgas [Vol.-%]

EVf: Volumenkonzentration feuchtes Abgas [Vol.-%]

H2O: Volumenkonzentration Wasser im Abgas [Vol.-%]

Die trockenen Abgaswerte wurden gemäß Gleichung 13 auf 11 Vol.-% Sauerstoffbezug in Massenkonzentrationen umgerechnet.

Gl. 13

mit: E11%: Massenkonzentration trockenes Abgas bei 11 Vol.-% Sauerstoffbezug [mg/m³N]

EVtr: Volumenkonzentration trockenes Abgas [Vol.-%]

O2,gem: gemessene O2-Konzentration im trockenen Abgas [Vol.-%]

Mm: Molmasse [g/mol]

MV: Molvolumen [m³N/kmol]


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Die NOx-Werte wurden als NO2-Äquivalent aus den gemessenen NO- und NO2-Emissionen nach Gleichung 14 berechnet.

Gl. 14

mit: Em, NOx: Massenkonzentration NOx [mg/m³N]

Mm, NO2: Molmasse NO2 [g/mol]

Mm, NO: Molmasse NO [g/mol]

Em, NO: Massenkonzentration NO [mg/m³N]

Em,NO2: Massenkonzentration NO2 [mg/m³N]

4.3 Versuchsanlagen

Als Versuchsanlagen kam zur mechanischen Entwässerung eine Seiherschneckenpresse, zum Nachweis der biologischen und thermischen Verwertbarkeit Batch-Gärtestapparaturen und eine Feuerungsanlage zum Einsatz.

4.3.1 Mechanisches Entwässerungsverfahren

Zur mechanischen Entwässerung wurde eine Seiherschneckenpresse verwendet, Abbildung 5 zeigt die verwendete Seiherschneckenpresse.

Abbildung 5: Aufbau der Seiherschneckenpresse zur mechanischen Entwässerung

Das Substrat wird über den Einfülltrichter (1) der Schneckenpresse zugeführt und wird dann von der Schneckenwelle in den Pressraum (2) gefördert. Die Entwässerung erfolgt aufgrund von Druckdifferenzen, dabei muss der auf das Substrat einwirkende Pressdruck größer sein als der Umgebungsdruck. Das Presswasser fließt durch die Seiherschlitze ab, gleichzeitig verdichtet sich der Pressrückstand im Pressraum der Schneckenpresse. Das Presswasser wird über einen Sammeltrichter dem Ablauf (3) zugeführt. Der Pressrückstand wird durch die axiale Förderrichtung der Schneckenwelle über den Auflaufkonus (4) aus dem Pressraum gefördert. Die Schneckenpresse wird von einem Elektromotor (5) angetrieben, die benötigte elektrische Energie wird zur Bilanzierung (Nutzen zu Aufwand) erfasst. Der Pressabschnitt ist das wichtigste Element der Schneckenpresse und besteht aus dem Pressraum, der Schneckenwelle und dem Auflaufkonus, die nachfolgend näher beschrieben werden.

2

3

4 51


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► Pressraum

Bei der Seiherschneckenpresse wird die Schneckenwelle von einem abgestuften Pressraum umgeben. Die Verminderung des Pressraumdurchmessers ist ein konstruktives Mittel zur Steigerung des Pressrauminnendruckes. Der notwendige Verdichtungsdruck wird durch die im Inneren des Pressraumes liegende Schneckenwelle erzeugt [Schein 2003]. Damit eine Fest-/Flüssigtrennung stattfinden kann, muss das Presswasser kontinuierlich aus dem Pressraum entfernt werden. Dies geschieht über die Austrittsöffnungen des Seiherkorbes, der die innere Mantelfläche des Pressraumes bildet. Er besteht aus einem Trägergestell und fixierten Seiherstäben.

Dazwischen wurden Metallblättchen verklemmt, die Schlitze bilden und so den Austritt des Presswassers ermöglichen. Anhand der Materialstärke der Metallblättchen kann die Spaltweite variiert und damit die Entwässerungsleistung optimiert werden, Abbildung 6 zeigt den Pressraum in Seiherausführung.

Abbildung 6: Seiherkorb und Seiherstäbe

Zu Gewährleistung der axialen Förderbewegung muss zudem sichergestellt werden, dass das Pressmaterial nicht an der Welle anhaftet und rotiert. Dazu nutzt man Abstreifer, die in den Pressraum ragen und kurz über der Schneckenwellenoberfläche enden.

► Schneckenwelle

Um eine ausreichend hohe Entwässerung zu erzielen, muss das Pressgut in eine axiale Förderbewegung versetzt werden. Dies geschieht durch eine Schneckenwelle, die über eine formschlüssige Verbindung mit dem Elektromotor verbunden ist und durch einen rotierenden Schneckensteg mechanische Energie in das Pressmaterial leitet [Schein 2003]. Parallel dazu erfolgt die Komprimierung des zu entwässernden Materials durch spezifische Eigenschaften der Schneckenbauteile. Auf die Bauteile und deren Funktion wird kurz eingegangen, dazu wird die Schneckenwelle in verschiedene Arbeitsbereiche unterteilt, siehe Abbildung 7.

Seiherkorb

Seiherstäbe

Metallblättchen

Stufenring

Entwässerungsschlitz


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Abbildung 7: Schneckenwelle mit Einzelbauteilen und Arbeitsbereichen ohne Pressraum

Die einzelnen Schneckenbauteile werden in definierter Reihenfolge angeordnet und waren Gegenstand aller Optimierungsmaßnahmen im Forschungsvorhaben.

Im Förderbereich der Pressmaschine erfolgt die Materialzuführung. Dabei wird das Pressgut vom Steg der Schneckenwelle erfasst und direkt ins Maschineninnere transportiert. In diesem Abschnitt erfolgt keine Komprimierung des Materials und auch kein Entweichen von Wasser da keine Austrittöffnungen (Seiherschlitze) vorhanden sind. Die Aufgabe besteht ausschließlich darin, das Material in eine axiale Förderbewegung zu versetzen.

Der Einzugsbereich beginnt bei der Eintrittsöffnung des Pressraumes und endet beim Stufenring. Im Gegensatz zum Förderbereich erfolgt hier eine Komprimierung des Materials. Damit wird eine Vorentwässerung eingeleitet. Der Einzugsbereich liegt bereits im Bereich des Seiherkorbes, durch den Presswassers entweichen kann.

Der letzte Abschnitt wurde als kombinierter Förder- und Kompressionsbereich ausgeführt. In diesem Bereich findet die Hauptentwässerung des Pressmaterials statt. Die Besonderheit liegt in der Kombination von konstruktiven Merkmalen der Schneckenwelle zum Pressraum. Während die Vergrößerung des Kernwellendurchmessers das Substrat komprimiert, sorgt die rotierende Schneckenhelix für die notwendige axiale Förderung.

Einzugsbereich

Lager Schneckenbauteile

Förderbereich Förder- und Kompressionsbereich

Kernwelle


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► Auflaufkonus

Die Seiherschneckenpresse schließt mit dem Auflaufkonus ab, der außerhalb der Maschine liegt, siehe Abbildung 8.

Abbildung 8: Auflaufkonus am Austrittsende der Schneckenpresse

Aus technischer Sicht bildet das Konus-/Gegenkonussystem einen Verschluss des Pressraumes. Um sowohl einen hohen Innendruck, als auch einen geeigneten Durchsatz zu gewährleisten, kann die Spaltweite zwischen dem Pressraum und dem Auflaufkonus variabel eingestellt und so der entwässerte Feststoff aus dem Pressraum gefördert werden.


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4.3.2 Biologische Versuchsanlagen

Neben der mechanischen Entwässerung wurde die biologische Verwertbarkeit der erzeugten Presswasserproben bestimmt. Hierzu wurden Batch-Gärtests in Anlehnung an DIN 38414 S8 und VDI 4630 durchgeführt, um den maximalen theoretischen Biogasertrag der einzelnen Presswasserproben zu ermitteln. Für die Batch-Gärtests wurden zwei Versuchsapparaturen verwendet, die im Folgenden beschrieben werden.

► Batch-Gärtestapparatur im Labormaßstab

Abbildung 9 zeigt den Aufbau der Batch-Gärtestapparatur im Labormaßstab, mit sechs Messplätzen.

Abbildung 9: Batch-Gärtest im Labormaßstab

Schliffgefäße mit einem Volumen von 250 ml werden mit einer definierten Menge an Inokulum und Substrat gefüllt. Die Temperierung erfolgt anhand eines Wasserbads bei einer konstanten Temperatur von 39 °c, die Durchmischung erfolgt kontinuierlich über einen Magnetrührer. An die Schliffgefäße sind luftdicht Eudiometer angeschlossen, in denen das vom produzierten Biogas verdrängte Volumen abgelesen werden kann. Der zeitliche Verlauf der Biogasproduktion wird so lange erfasst, bis keine Gasproduktion mehr feststellbar ist, gemäß ATV-Norm werden Batch-Gärtests aber mindestens 21 Tage durchgeführt.


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► Batch-Gärtestapparatur im Technikumsmaßstab

Abbildung 10 zeigt den Aufbau der Batch-Gärtestapparatur im Technikumsmaßstab, der Fermenter weist ein Nettoreaktorvolumen von 17 Liter auf.

Abbildung 10: Batch-Gärtestapparatur im Technikumsmaßstab

Der Versuchsstand besteht aus einem kontinuierlich durchmischten, beheizten und isolierten Fermenter mit einem Volumen von 17 Litern (1). Die volumetrische Gaserfassung (2) des Reaktors erfolgt mit Milligascountern® der Firma Ritter Apparatebau GmbH. Diese sind speziell für geringe Volumenströme konzipiert und weisen eine Messgenauigkeit von ± 3 % auf. Das Biogas wurde in einem Gassack gesammelt (3) und stichprobenartig vermessen, hierzu wurde ein Gasanalysegerät (4) der Firma Awite Bioenergie GbR genutzt. Einschränkend muss ergänzt werden, dass repräsentative Messungen der Biogasqualität nur im Rahmen von kontinuierlichen Versuchsreihen möglich sind.

4.3.3 Thermische Versuchsanlage

Die Feuerungsversuche wurden mit einer Muldenfeuerung mit wassergekühlter Brennmulde der Firma Ökotherm C 30 durchgeführt. Die Nennwärmeleistung der Anlage beträgt 30 kWth, die maximale Abgastemperatur bei Volllast 200 °C und der maximale Abgasvolumenstrom 150 m³N/h. Die Brennstoffzufuhr erfolgt komplett automatisch über eine Stokerschnecke, mittels Ascheschieber erfolgt die automatische Entaschung der Feuerung. Die Feuerung zündet mit Heißluft und ist mit einer automatischen Zünderkennung ausgestattet. Die Verbrennungsluftführung erfolgt zweistufig über eine Primär- und Sekundärluftzufuhr. In Abbildung 11 ist die Muldenfeuerung schematisch und als Bild dargestellt.

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Abbildung 11: Verfahrenstechnisches Schema (links) und Bild (rechts) der Muldenfeuerung

Der Brennstoff wird über einen Trichter der Muldenfeuerung zugeführt und durch eine Stokerschnecke in den Brennraum eingetragen, die auch die Brennstoffzufuhr reguliert. Hierzu kann die Pulszeit der Schnecke, die den Zeitraum der Drehung definiert, und die Pausenzeit der Schnecke separat eingestellt werden. Bei der automatischen Entaschung sind die Puls- und Pausenzeit des Ascheschiebers ebenfalls frei einstellbar. Zur Staubmessung ist in die Rauchgasleitung eine Messstelle integriert. Die entstehende Wärme wird über einen Kühlkreislauf abgeführt, weiter ist eine separate Regulierung der Primär- und Sekundärluftzufuhr möglich.

Die Betriebsparameter der Feuerung wurden während der Versuche über eine Visualisierung dargestellt, Abbildung 12 zeigt die Visualisierungsoberfläche.


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Abbildung 12: Visualisierung der Muldenfeuerung

Über die Visualisierung konnten die Temperaturen im Brennraum, die Verbrennungsluft- und Abgasvolumenströme und deren Temperaturen kontrolliert werden. Die Visualisierungs-oberfläche erlaubt zudem auch die Ansteuerung eines Gebläses (MFU 5) über die der Druck im Brennraum reguliert werden kann. Alle Daten die in der Visualisierung dargestellt sind, werden durch das Programm gespeichert und können im Anschluss an die Versuche zur Auswertung herangezogen werden.


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5 Ergebnisse und Diskussion

In diesem Kapitel werden die Ergebnisse aus den einzelnen Versuchsreihen dargestellt. Dies beinhaltet die Charakterisierung der Biertreberarten, die Auswertung der mechanischen Entwässerungsversuche sowie die biologische und thermische Verwertung der Flüssig- und Festphase.

5.1 Charakterisierung der Biertreberarten

Unter Biertreber versteht man den ungelösten Anteil der Maische, der im Brauvorgang als Reststoff anfällt. Aufgrund der Vorzerkleinerung des Malzes unterscheidet man zwischen Läuterbottichtreber und Maischefiltertreber, Abbildung 13 zeigt beide Einsatzstoffe.

Abbildung 13: Maischefiltertreber (links) und Läuterbottichtreber (rechts)

Der wesentliche Unterschied liegt in der Körnung, bei Maischefiltertreber (MFT) wird das Malz in einer Hammermühle zerkleinert, bei Läuterbottichtreber (LBT) in einer Schrotmühle. In Hammermühlen wird eine feinere Vermahlung erreicht, das Malz weist somit eine feinkörnigere Substanz auf, da alle Bestandteile der Körner, insbesondere die Spelzen, mit zertrümmert werden. Der grobkörnige Läuterbottichtreber enthält dagegen noch ganze Kornreste, vor allem Spelzen. Tabelle 3 zeigt die wichtigsten Unterschiede zwischen MFT und LBT hinsichtlich Körnung, pH-Wert und TS-Gehalt.

Tabelle 3: Charakterisierung von Maischefiltertreber und Läuterbottichtreber

Biertreber Körnung pH-Wert [-] TS-Gehalt [%]

Maischefiltertreber Fein 4 – 5 20 – 23

Läuterbottichtreber Grob 5 – 7 17 – 20

Für Brauereien ist eine feinere Körnung des Malzes vorteilhaft, denn mit einer vergrößerten Reaktionsoberfläche können im Malz enthaltene Inhaltsstoffe besser herausgelöst werden. Der Nachteil einer feineren Körnung des Biertrebers liegt aber in der geringeren biologischen Stabilität, was am pH-Wert deutlich wird. Während MFT einen pH-Wert zwischen 4 bis 5 aufweist, wurde bei LBT ein pH-Wert von 5 bis 7 gemessen.


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Ein weiterer Unterschied liegt in der gemessenen Trockensubstanz der jeweiligen Biertreber. Der verwendete LBT wies einen TS-Gehalt von 17 bis 20 % auf, bei MFT lag der TS-Gehalt etwas höher bei 20 bis 23 %. Dies resultiert vornehmlich daraus, dass LBT unmittelbar nach dem Läutern entnommen wurde und in der Bezugsbrauerei der Behälter oftmals mit Wasser nachgespült wurde. Der MFT hingegen wurde aus einem Silo entnommen, aufgrund der Schwerkraft kam es hier bereits zu einer vertikalen Vorentwässerung.

5.2 Mechanische Entwässerung

Die durchgeführten Versuche zur mechanischen Entwässerung des Frischtrebers wurden mit verschiedenen Konfigurationen durchgeführt. Diese bezeichnen die festgelegte Anordnung der Schneckenbauteile, die anhand der erarbeiteten Ergebnisse unter Einbeziehung des Projektpartners Harburg Freudenberger Maschinenbau GmbH optimiert wurden. Die Konfigurationen wurden hinsichtlich der Steigung, dem Steigungswinkel, der Gangbreite und dem Kerndurchmesser der Schneckenbauteile modifiziert.

Als Benchmark für die Eignung einer Schneckenkonfiguration wurde ein TS-Gehalt ≥ 40 % bei einem gleichzeitigen Durchsatz > 40 kg/h angesetzt. Zusätzlich wurde auch der Einfluss von Entwässerungshilfsmitteln (Detergenzien) auf das Pressverhalten untersucht. Allerdings lag der Schwerpunkt der Untersuchungen und demnach die Optimierungsansätze für die Schneckenbauteile auf der Entwässerung ohne Zugabe von Detergenzien. Dies hatte sowohl wirtschaftliche als auch prozesstechnische Gründe, um Kosten für Detergenzien und Inhibierungseffekte bei der biologischen Verwertung des Presswassers zu vermeiden. Um die erarbeiteten Daten miteinander vergleichen zu können, wurde die Vorgehensweise bei der Versuchsdurchführung für alle getesteten Konfigurationen konstant gehalten.

Zunächst wurden für jede einzelne Konfiguration die schneckenspezifischen Einflussfaktoren auf die Entwässerungsleistung systematisch geprüft, um die jeweils optimale Einstellung zu identifizieren. Dies umfasste speziell die exakte Einstellung des Konus-/Gegenkonussystems und der daraus resultierenden Spaltweite, die maßgeblich für den erreichbaren TS-Wert und die Durchsatzleistung verantwortlich ist. Im Anschluss wurden für alle Konfigurationen mit der ermittelten optimalen Einstellung mehrere Versuchsreihen gefahren und die wichtigsten Kenngrößen wie TS-Wert, Durchsatz und Energieaufwand aufgezeichnet.

Hierzu wurden beide Biertreberarten sowohl pur als auch mit Strohzugabe untersucht, die Beimischungsmenge betrug dann 1 Mass.-% Stroh. Dadurch sollten die Reibungskräfte und so der Pressdruck erhöht werden, um den Einfluss auf die Entwässerung zu prüfen. Die Versuchsdauer wurde konstant gehalten und auf eine Stunde festgelegt. Auch das Anfahren der Schneckenpresse variierte nicht, in allen Versuchen wurde die Maschine zunächst mit Stroh pur angefahren. Durch die dabei auftretenden hohen Reibungskräfte kam es zu einer Erwärmung der Maschine. Damit sollten jahreszeitlich bedingte Temperatureffekte auf das Entwässerungsverhalten der Schneckenpresse minimiert werden.

Im Folgenden werden zuerst die Ergebnisse der mechanischen Entwässerungsversuche mit der ursprünglichen Konfiguration für LBT und MFT dargestellt. Im Projektverlauf wurden in einem kontinuierlichen Prozess verschiedene Konfigurationen getestet, es werden aber nur die Ergebnisse der beiden optimierten Konfigurationen für LBT und MFT erläutert.


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5.2.1 Konfiguration (1)

Konfiguration (1) stellt die Ursprungskonfiguration der Seiherschneckenpresse dar, die zum Auspressen von Rapssaaten konzipiert wurde. Im Folgenden werden die Ergebnisse der mechanischen Entwässerungsversuche für Läuterbottichtreber (LBT) mit und ohne Zugabe von Detergenzien dargestellt und diskutiert.

Im Anschluss werden die Ergebnisse für Maischefiltertreber (MFT) diskutiert, hier wurde jedoch nur das Entwässerungsverhalten ohne Zugabe von Detergenzien untersucht. Dies resultiert daraus, dass das Mengenverhältnis zwischen MFT und Entwässerungshilfsmittel proportional ist. Die anfallende MFT-Menge beeinflusst damit entscheidend die zusätzlichen Kosten für ein Entwässerungshilfsmittel. Da MFT vornehmlich in Großbrauereien in hohen Mengen anfällt, würde die Wirtschaftlichkeit des Konzepts deutlich beeinträchtigt werden.

► Läuterbottichtreber

Abbildung 14 zeigt die erzielten TS-Werte und Durchsatzmengen mit Konfiguration (1) für Läuterbottichtreber (LBT) ohne Zugabe von Detergenzien.

Abbildung 14: TS-Gehalt und Durchsatz für LBT-Pressrückstand - Konfiguration (1)

In den ersten beiden Versuchen wurden nur TS-Gehalte von 36 und 40 % erreicht, allerdings wurden diese Ergebnisse zu Projektbeginn ermittelt. Die weiteren Versuche erfolgten zu einem späteren Zeitpunkt, hier konnten bereits maschinenspezifische Einflussfaktoren optimiert werden. Dies zeigt sich deutlich in den Ergebnissen, mit Konfiguration (1) wurden für LBT mit und ohne Strohzugabe TS-Werte von 43 bis 48 % erzielt.

Das zweite wichtige Kriterium neben dem TS-Gehalt war die Durchsatzleistung. Hier zeigte sich ein konträres Bild, mit steigender Entwässerung sank der Durchsatz auf 16 bis 28,4 kg/h ab.


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Dies lag daran, dass bei Konfiguration (1) starke Rückquellungen in den Förderbereich festgestellt wurden. Da Rückströmungen dem Fördermassenstrom entgegenwirken, kam es zu einer Limitierung der Durchsatzleistung. Mit Konfiguration (1) konnte das angestrebte Ziel einer Entwässerung des Frischtrebers auf TS-Gehalte > 40 % bei einer Durchsatzleistung > 40 kg/h demnach nur teilweise erzielt werden.

Um den Einfluss von Detergenzien auf die Entwässerungsleistung und den Durchsatz zu prüfen, erfolgten ergänzend noch Versuche mit einem Tensid (Detergenz A), einem Netzmittel (Detergenz B) und einem Siliermittel (Detergenz C). Abbildung 15 zeigt die TS-Werte und Durchsatzmengen mit Konfiguration (1) für LBT mit den drei Detergenzien.

Abbildung 15: TS-Gehalt und Durchsatz für LBT-Pressrückstand mit Detergenzien - Konfiguration (1)

Die Versuche mit Detergenzien wurden ebenfalls am Anfang des Projektes durchgeführt. Ähnlich wie bei den Versuchen mit LBT ohne Zugabe von Hilfsmitteln waren die erzielten TS-Werte unbefriedigend. Zum Vergleich wurde zuerst eine unbehandelte Probe entwässert, im Anschluss wurden die behandelten LBT-Mengen geprüft. Die TS-Werte variierten kaum und lagen zwischen 33,8 und 36,3 %, keine signifikante Verbesserung der Entwässerung konnte nicht erreicht werden. Allerdings wurde mit Detergenz B (hydrophobierendes Netzmittel) eine deutliche Durchsatzsteigerung auf 37,2 kg/h erzielt. Dies lag daran, dass die beobachtete Rückquellung des Pressmaterials im Vergleich zu den unbehandelten Proben weniger stark ausgeprägt war. Mit Konfiguration (1) wurden aber keine weiteren Detergenzien-Versuche mehr durchgeführt, da wegen der niedrigen Durchsatzleistungen bei der Entwässerung von LBT ohne Detergenzien Konfiguration (1) modifiziert wurde.


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► Maischefiltertreber

Neben Läuterbottichtreber wurde auch das Entwässerungsverhalten von Maischefiltertreber in Konfiguration (1) untersucht. Abbildung 16 zeigt die TS-Werte und Durchsatzmengen für Maischefiltertreber (MFT) mit Konfiguration (1).

Abbildung 16: TS-Gehalt und Durchsatz für MFT-Pressrückstand - Konfiguration (1)

Auch hier zeigt sich ein ähnlicher Verlauf wie bei LBT, die beiden ersten Ergebnisse wurden zu Projektbeginn ermittelt. Die erzielten TS-Gehalte blieben mit 37 % unter der gesetzten Zielmarke von 40 %. Allerdings ergab sich hier bereits ein signifikanter Unterschied zu LBT in der Durchsatzleistung, die nur bei 25 kg/h lag. Im weiteren Verlauf konnte zwar aufgrund der Optimierung der maschinenspezifischen Einflussfaktoren die TS-Gehalte auf 41 bis 45 % erhöht werden, der Durchsatz blieb mit maximal 20 kg/h aber deutlich unter der angesetzten Zielmarke zurück. In zwei Versuchen wurden nur die TS-Werte, jedoch nicht die erzielte Durchsatzleistung protokolliert. Die Versuche wurden dennoch bei der weiteren Auswertung berücksichtigt.


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► Bewertung und Vergleich der Ergebnisse für Konfiguration (1)

Nachfolgend werden die Ergebnisse für die Versuche mit LBT und MFT ohne Zugabe von Detergenzien bewertet. In Abhängigkeit von der Treberart wurde das arithmetische Mittel für den TS-Gehalt, die Durchsatzleistung und der Energiebedarf der Schnecke berechnet. Zur Bewertung wurden die Standardabweichungen ermittelt. Tabelle 4 gibt die Ergebnisse für Konfiguration (1) an, hierzu wurden alle in Abbildung 15 und 16 dargestellten Versuche für LBT und MFT mit und ohne Strohzugabe berücksichtigt.

Tabelle 4: TS-Gehalte, Durchsatz und elektrischer Energiebedarf bei der mechanischen Entwässerung von LBT und MFT - Konfiguration (1)

Parameter Einheit LBT MFT

TS-Gehalt [%] 44,3 41,7

Standardabweichung [%] 3,7 3,0

Durchsatz [kg/h] 30,0 18,5

Standardabweichung [kg/h] 14,1 5,7

Elektrischer Energiebedarf [kWhel/h] 1,42 1,35

Standardabweichung [kWhel/h] 0,47 0,40

Mit Konfiguration (1) wurde für LBT ein um ca. 3 % höher TS-Gehalt als für MFT erreicht. Die berechnete Standardabweichung lag mit 3,7 % für LBT etwas über dem Wert für MFT und ist ein Maß für die Streubreite der Werte rund um den arithmetischen Mittelwert. Eine kleinere Standardabweichung gibt in der Regel an, dass die Messwerte eher enger um den Mittelwert liegen, eine größere Standardabweichung gibt eine stärkere Streuung. Aufgrund der niedrigen Standardabweichungen kann davon ausgegangen werden, dass die ermittelten TS-Gehalte eine hohe Aussagekraft haben und daher zur Beurteilung der Entwässerungsleistung gut geeignet waren.

Ein anderes Bild ergibt sich bei den erzielten Durchsatzleistungen, bei LBT wurden im Mittel ca. 30 kg/h, bei MFT hingegen nur 18,5 kg/h erzielt. Damit wurde der angesetzte Benchmark von 40 kg/h für beide Biertreberarten nicht erreicht. Die berechneten Standardabweichungen lagen mit 14,1 kg/h für LBT und 5,7 kg/h für MFT relativ hoch, prozentual ergibt dies eine

Abweichung von 50 % bzw. 30 %. Im Gegensatz zu den TS-Gehalten war die Streuung um ein vielfaches höher, die erhaltenen Werte sind daher auch nur eingeschränkt belastbar.

Ähnlich verhält es sich beim elektrischen Energiebedarf für den Schneckenantrieb, zwischen beiden Biertreberarten wurden zwar nur geringe Abweichungen festgestellt. Betrachtet man

aber die Standardabweichung, ergibt sich eine prozentuale Abweichung von 30 %. Im Gegensatz zur Durchsatzleistung ist der elektrische Energiebedarf für die Beurteilung der Entwässerungsleistung aber nicht so entscheidend.


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Basierend auf den erhaltenen Ergebnissen aus den Versuchen mit Konfiguration (1) wurde einzelne Schneckenbauteile modifiziert und dann das Entwässerungsverhalten von LBT und MFT mit der neuen Konfiguration - Konfiguration (2) - getestet.


Abbildung 17 zeigt die erzielten TS-Werte und Durchsatzmengen mit Konfiguration (2) für Läuterbottichtreber (LBT) ohne Zugabe von Detergenzien.


Ziel war es, die guten Entwässerungsleistungen von Konfiguration (1) für LBT zu bestätigen und simultan die Durchsatzleistung auf über 40 kg/h zu steigern. Die Ergebnisse zeigen, dass die vorgenommenen Änderungen in der Konfiguration (2) einen deutlichen Anstieg der Durchsatzleistung bewirkten. Dies wurde darauf zurückgeführt, dass das Rückquellverhalten im Einzugsbereich der Schneckenpresse reduziert wurde. Mit Ausnahme der beiden ersten Versuche konnte mit Konfiguration (2) für LBT ein Durchsatz von 30 kg/h bis 72,7 kg/h erzielt werden.

Allerdings reduzierten sich die TS-Gehalte in Kombination mit den hohen Durchsätzen auf nur noch 35 bis 39,5 %. Damit wurde das primäre Ziel einer Entwässerung des Frischtrebers auf TS-Gehalte > 40 % nicht erreicht. In Absprache mit den Projektpartnern wurde daher die Konfiguration (2) als nur bedingt geeignet für LBT eingestuft und musste demnach noch weiter optimiert werden. Aus diesem Grund wurden auch keine Versuche mit Detergenzien durchgeführt.


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Parallel dazu wurde Konfiguration (2) auf ihre Eignung für MFT untersucht. Abbildung 18 zeigt die TS-Werte und Durchsatzmengen für Maischefiltertreber (MFT) mit Konfiguration (2).


Hier zeigte sich ein komplett anderes Verhalten als bei LBT, sowohl in Bezug auf die erzielten TS-Gehalte als auch hinsichtlich der Durchsatzleistung. Die TS-Gehalte bewegten sich zwischen 40,4 und 48 % und im Mittel bei etwa 44 %. Simultan konnte ein sehr guter Durchsatz festgestellt werden mit Werten von 30 kg/h bis 64 kg/h. Mit Ausnahme der letzten beiden Versuche wurde sogar eine nahezu konstante Durchsatzleistung von ca. 50 kg/h erreicht werden. Damit wurden die mit Konfiguration (2) beide angesetzte Benchmark Werte erreicht, im Falle der Durchsatzleistung waren die Werte sogar sehr gut.


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Analog wurden die Ergebnisse mit Konfiguration (2) wieder miteinander verglichen. Auch hier wurden das arithmetische Mittel für den TS-Gehalt, die Durchsatzleistung und den Energiebedarf der Schnecke sowie die Standardabweichungen berechnet. Tabelle 5 gibt die Ergebnisse für Konfiguration (2) an, hierzu wurden erneut alle in Abbildung 17 und 18 dargestellten Versuche für LBT und MFT mit und ohne Strohzugabe berücksichtigt.

Tabelle 5: TS-Gehalte, Durchsatz und elektrischer Energiebedarf bei der mechanischen Entwässerung von LBT und MFT – Konfiguration (2)


TS-Gehalt [%] 38,5 44,1






Im Unterschied zu Konfiguration (1) wurde mit Konfiguration (2) ein um ca. 6 % höher TS-Gehalt für MFT im Mittel erzielt. Die Auswertung der Standardabweichung ergab nochmals eine Verbesserung auf 2,4 % im Gegensatz zur Konfiguration (1). Zwischen LBT und MFT ergab sich faktisch ein identisches Ergebnis bezüglich der Standardabweichung. Prozentual betrug die Abweichung demnach ca. 5,5 bis 6 %. Auch hier kann damit festgehalten werden, dass die ermittelten Versuchswerte eine hohe Aussagekraft haben und daher zur Beurteilung der Entwässerungsleistung gut geeignet waren.

Auch in Bezug auf die Durchsatzleistung gestaltete sich das Ergebnis für Konfiguration (2) umgekehrt wie bei Konfiguration (1). Mit MFT wurden im Durchschnitt etwa 10 kg/h mehr durchgesetzt als für LBT, obwohl die Durchsatzleistung auch für LBT erhöht werden konnte. Bei der Standardabweichung ergaben sich für LBT im Vergleich zu Konfiguration (1) keine

signifikanten Veränderung, die prozentuale Abweichung lag mit 50 % unverändert hoch. Bei MFT wurde eine Verminderung beobachtet, die prozentuale Abweichung reduzierte sich

auf 20 %. Trotz dieser Verbesserung sind die Ergebnisse aber nur bedingt belastbar.

Bei der eingesetzten elektrischen Energie wurde für LBT ein nahezu konstanter Wert mit 1,43 kWhel/h notiert wie bei Konfiguration (1). Allerdings wurde bei der Standardabweichung

eine deutliche Minimierung der prozentualen Abweichung auf 10 % berechnet. Bei den Pressversuchen mit MFT kam es aber zu einer Erhöhung des Elektroenergiebedarfs im Vergleich zu Konfiguration (1) von 1,35 auf 1,84 kWhel/h. Trotzdem verbesserte sich ähnlich

wie bei LBT auch hier bei der Berechnung der Standardabweichung der Wert auf 15 %.


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Anhand der Erkenntnisse aus den Versuchen mit Konfiguration (2) wurden erneut einzelne Schneckenbauteile modifiziert und das Entwässerungsverhalten von LBT und MFT mit der neuen Konfiguration - Konfiguration (3) - getestet. Im Fokus der Optimierungen stand vor allem das Entwässerungsverhalten von LBT, mit und ohne Zugabe von Detergenzien. Neben den bereits getesteten Entwässerungshilfsmitteln wurden auch zwei Enzyme untersucht.


In Abbildung 19 sind die erzielten TS-Werte und Durchsatzmengen für Läuterbottichtreber (LBT) ohne Zugabe von Detergenzien mit Konfiguration (3) dargestellt.


In den Versuchen wurden TS-Gehalte von 42,2 bis 46,1 % erreicht und damit ähnlich gute Werte wie für Konfiguration (1), allerdings konnte die Schwankungsbreite reduziert werden. Ein nahezu identisches Bild ergab sich bei den Durchsatzleistungen, es wurden Werte von 18,7 kg/h bis 37,7 kg/h erzielt. Die Ergebnisse korrelieren sehr gut mit den erzielten Werten für Konfiguration (1).

Zwar wiesen die Ergebnisse eine hohe Korrelation zu den Daten von Konfiguration (1) auf, jedoch bestand ein wesentlicher Unterschied im Einzugs- und Förderbereich der Schnecke. Die starken Rückquellungen in den Förderbereich konnten mit den Änderungen reduziert werden. Da Rückströmungen den Fördermassenstrom maßgeblich beeinflussen, wurde Konfiguration (3) gegenüber Konfiguration (1) auch als besser geeignet eingestuft, obwohl nahezu identisch Durchsätze erreicht wurden.


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Dies lag vornehmlich an Verblockungen der Seiherschlitze zur Ableitung des Presswassers, die zu diesem Zeitpunkt bereits auftraten. Dadurch verringerte sich vermutlich die prinzipiell erreichbare Durchsatzleistung für Konfiguration (3), da das Pressmaterial stärker an der Welle anhaften und rotieren konnte. Dadurch verringerte sich die axiale Förderbewegung, die aber maßgeblich für hohe Entwässerungsleistungen ist. Um die Verblockungen zu lösen, hätten alle Seiherstäbe neu gefertigt und damit die innere Mantelfläche der Presse komplett ausgetauscht werden müssen. Damit wäre die Vergleichbarkeit gegenüber den bisherigen Versuchen eingeschränkt worden, es erfolgte daher kein Austausch.

Analog zu Konfiguration (1) wurden auch mit Konfiguration (3) erneut Versuche mit einem Tensid (Detergenz A), einem Netzmittel (Detergenz B), einem Siliermittel (Detergenz C) und ergänzend noch mit einer Lauge (Detergenz D) durchgeführt, um den Einfluss auf die Entwässerungsleistung und den Durchsatz zu prüfen. Abbildung 20 zeigt die TS-Werte und Durchsatzmengen mit Konfiguration (3) für LBT mit den vier Detergenzien.

Abbildung 20: TS-Gehalt und Durchsatz für LBT-Pressrückstand mit Detergenzien - Konfiguration (3)

Die Dosierung und Einwirkzeit (24 h) für alle Detergenzien wurde gegenüber den Versuchen mit Konfiguration (1) nicht verändert. Im Gegensatz zur Entwässerung von LBT ohne Zugabe von Detergenzien konnte jedoch keine Verbesserung erreicht werden, für alle Detergenzien ergab sich ein nahezu identischer TS-Gehalt von 43,5 %. Bezüglich der Durchsatzleistung konnte ebenfalls keine Steigerung gegenüber den Versuchen mit unbehandeltem LBT erzielt werden. Interessant war, dass auch hier mit dem Detergenz B wie bei Konfiguration (1) die höchste Durchsatzleistung in Kombination mit einem hohen TS-Gehalt erreicht wurde. Ähnlich gut verlief auch die Entwässerung bei Laugenzugabe, hier wurde ein TS-Gehalt von 43,3 % bei einem Durchsatz von 34,1 kg/h gemessen.


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Da jedoch keine signifikante Verbesserung bei der Entwässerung durch Zugabe von Detergenzien erreicht wurde, erscheint unter dem gegenwärtigen Wissensstand der Einsatz als nicht zielführend. Eine weitere Einschränkung ergibt sich aus der Tatsache, dass die gewählte Einwirkzeit von 24 Stunden in der Praxis nur sehr eingeschränkt realisierbar ist, da zusätzliche Lagerkapazitäten nötig wären und damit die Kosten weiter steigen würden.

Mit Konfiguration (3) wurden auch zwei Enzyme untersucht. Der Läuterbottichtreber wurde frisch an der Brauerei abgeholt, enzymatisch behandelt und nach einer Einwirkdauer von zwei Stunden in der Presse entwässert. Damit sollte der Praxisbezug erhöht werden, da bei einer kurzen Einwirkdauer keine weiteren Lagerkapazitäten nötig sind. Allerdings weist LBT direkt nach dem Läutervorgang in der Brauerei noch eine Temperatur von 60 °c auf, was die Stabilität und Wirkweise der Enzyme unter Umständen beeinträchtigen kann.

Um eine einheitliche Basis zu erhalten, wurden zur Versuchsdurchführung jeweils 25 kg LBT verwendet. Anhand des TS-Werts von 18 % ergab sich eine TS-Masse von 4,5 kgTS für LBT. Die dosierte Enzymmenge entsprach dann 1 % (Hoch) bzw. 0,01 % (Niedrig) bezogen auf 4,5 kgTS. Da die Versuchsdauer mit den definierten LBT-Mengen (25 kg) unter einer Stunde lag, wurden die Messwerte hochgerechnet, um einen direkten Vergleich mit den bisherigen Ergebnissen zu ermöglichen. Abbildung 21 zeigt die TS-Werte und Durchsatzleistungen für den enzymatisch behandelten LBT mit Konfiguration (3).

Abbildung 21: TS-Gehalt und Durchsatz für LBT-Pressrückstand mit Enzymen - Konfiguration (3)

Als Referenz wurde ein Entwässerungsversuch mit unbehandeltem LBT durchgeführt, es wurde ein TS-Gehalt von 42,5 % bei einem Durchsatz von 21,8 kg/h erzielt. Im Unterschied zu den bisherigen Detergenzienversuchen wurde durch die enzymatische Behandlung eine deutliche Steigerung der Entwässerungsleistung erreicht.


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Bei Enzym 1 erhöhte sich der TS-Wert auf 49,2 %, auch der Durchsatz konnte mit 35,7 kg/h gegenüber dem Referenzwert fast verdoppelt werden. Mit Enzym 2 wurde ebenfalls eine Steigerung im TS-Gehalt verzeichnet, jedoch war diese mit 4 % nicht so signifikant wie bei Enzym 1. Dies zeigte sich auch in der Durchsatzleistung, die sich zwar auf 26,3 kg/h erhöhte, aber dennoch fast 10 kg/h niedriger lag als bei Enzym 1.

Die Versuche wurden mit niedrigen Enzymdosagen wiederholt, auch hier wurde zunächst unbehandelter LBT als Referenzwert entwässert. Der Durchsatz war im Vergleich zum ersten Referenzwert relativ niedrig. Vielmehr bestätigte das Ergebnis die hohe Streubreite bei den gemessenen Durchsatzleistungen. Durch die enzymatische Behandlung konnte aber erneut ein positiver Effekt erreicht werden. Für Enzym 1 ergab sich ein um 4 % höherer TS-Gehalt, der Durchsatz war mit 31,9 kg/h fast 2,5-mal so hoch. Jedoch wurde bei der niedrigen Enzymdosage fast kein Unterschied im TS-Wert gemessen. Einzig die Differenz in der Durchsatzleistung bestätigte sich, im Vergleich zum unbehandelten LBT lag sie mit 24 kg/h trotzdem fast doppelt so hoch.


Obwohl mit Konfiguration (2) für MFT die angesetzten Benchmarks bereits erreicht wurden, erfolgten auch mit Konfiguration (3) noch Untersuchungen. Abbildung 22 zeigt die TS-Werte und Durchsatzmengen für Maischefiltertreber (MFT) mit Konfiguration (3).


Die Ergebnisse zeigen, dass die Entwässerungsleistung für MFT mit Konfiguration (3) im Unterschied zu Konfiguration (2) zurückging. In den Versuchen wurde lediglich ein TS-Gehalt von 39,3 bis 42,9 % erreicht bei einem Mittelwert von ca. 41 %.


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Einen deutlichen Unterschied ergab die bestimmte Durchsatzleistung, die einen starken Abfall verzeichnete. Als Mittelwert ergaben sich 19 kg/h, der angestrebte Zielwert > 40 kg/h wurde demnach unterschritten. Ein Grund war das wiederholt schlechte Einzugsverhalten der Schnecke und die damit verbundene hohe Rückquellung, die die Förderleistung maßgeblich beeinträchtigte. Insgesamt betrachtet war Konfiguration (3) für die Entwässerung von MFT im Gegensatz zu Konfiguration (2) nicht so gut geeignet.


Zur Bewertung der Ergebnisse mit Konfiguration (3) wurde das arithmetische Mittel für den TS-Gehalt, die Durchsatzleistung und den Energiebedarf der Schnecke sowie die Standard-abweichungen berechnet. Tabelle 6 zeigt die Ergebnisse für Konfiguration (3), hierzu wurden aber nur die in Abbildung 19 und 22 abgebildeten Versuche für LBT und MFT ohne Zugabe von Detergenzien berücksichtigt.

Tabelle 6: TS-Gehalte, Durchsatz und elektrischer Energiebedarf bei der mechanischen Entwässerung von LBT und MFT - Konfiguration (3)


TS-Gehalt [%] 44,4 41,1






Auffällig war, dass die Ergebnisse für LBT von Konfiguration (1) und (3) nahezu vollständig korrelierten. Jedoch war die Standardabweichung für den Durchsatz bei Konfiguration (3) deutlich niedriger. Insgesamt betrachtet wurde mit Konfiguration (3) für LBT ein TS-Gehalt von 44,4 % erreicht und der Benchmark damit erfüllt. Der Durchsatz lag mit 28 kg/h zwar unter dem Zielwert von 40 kg/h, es wurde aber vermutet, dass die Durchsatzleistung durch die Verblockungen in der Schneckenpresse limitiert war. Dies würde auch den relativ hohen Bedarf an elektrischer Energie mit 2,08 kWhel/h erklären. Der Bedarf war um fast 30 % höher als bei Konfiguration (1), obwohl das Einzugsverhalten deutlich besser war.

Für MFT konnten die guten Ergebnisse von Konfiguration (2) in diesen Versuchen nicht bestätigt werden. Der TS-Gehalt lag mit 41,1 % um 3 % niedriger, viel entscheidender war jedoch der starke Rückgang der Durchsatzleistung um fast 30 kg/h auf 19,1 kg/h. Auch die Standardabweichung erhöhte sich um 10 % gegenüber dem Wert von Konfiguration (2). Im Vergleich zu den Ergebnissen von Konfiguration (2) schnitt die getestete Konfiguration (3) vor allem im Durchsatz wesentlicher schlechter ab. Ihre Eignung zur Entwässerung von MFT wurde daher als unbefriedigend eingestuft.


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5.2.4 Charakterisierung der Fest- und Flüssigphase

Durch die mechanische Entwässerung von Läuterbottichtreber und Maischefiltertreber wurde eine Flüssig- und Festphase erzeugt und eine biochemische Fraktionierung angestrebt. Die biologisch gut abbaubaren Bestandteile wie Protein und Fett sollten dabei hauptsächlich in die Flüssigphase (Presswasser) transferiert werden. Cellulose, Hemicellulose und Lignin hingegen sollten vornehmlich in die Festphase (Pressrückstand) verbleiben.

Um die Transferraten zu bestimmen, wurde Biertreber-Original (Referenz) und die Fest- und Flüssigphase auf ihre Zusammensetzung hin untersucht. Zur Bilanzierung wurden dann die berechneten arithmetischen Mittelwerte für den Durchsatz und die Masse an Pressrückstand der einzelnen Konfigurationen verwendet. Die Masse an Presswasser resultierte aus der Differenz der beiden Messgrößen. Um die Werte miteinander vergleichen zu können, wurden die Ergebnisse auf 1 kg Frischmasse Biertreber-Original bezogen.

Im Folgenden werden nur die Ergebnisse der Konfigurationen dargestellt, bei denen LBT und MFT auf TS-Gehalte > 40 % entwässert werden konnte.


Im Folgenden werden zuerst die Ergebnisse für die Konfigurationen (1) und (3) mit LBT ohne Zugabe von Detergenzien dargestellt. Im Anschluss werden die Resultate beim Einsatz von Enzymen zur Entwässerung mit Konfiguration (3) beschrieben.

Tabelle 7 zeigt die Zusammensetzung des Biertreber-Original (Referenz) und der Fest- und Flüssigphase mit Konfiguration (1) für LBT ohne Zugabe von Detergenzien.

Tabelle 7: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für LBT - Konfiguration (1)

Parameter Referenz Flüssigphase Festphase Wiederfindungsrate

Gesamt

Masse 1.000 g 667 g 333 g -

TS-Gehalt 20,1 % 6,6 % 44,3 % -

TS-Masse 201,0 g 44,0 g 147,7 g 95 %

aTS-Masse 7,0 g 2,0 g 4,5 g 92 %

Rohprotein 50,0 g 20,0 g 21,8 g 84 %

Rohfett 22,0 g 5,3 g 11,6 g 77 %

Rohfaser 34,0 g 0,7 g 33,2 g 99 %

N-Free Extracts (NFE) 88,0 g 16,0 g 76,6 g 105 %

Der Durchsatz für LBT mit Konfiguration (1) lag bei 30 kg/h, davon entfielen 10 kg/h auf die Festphase und 20 kg/h auf die Flüssigphase. Umgerechnet auf 1 kg Frischmasse Biertreber-Original (Referenz) entsprach dies 667 g Flüssigphase und 333 g Festphase.

Die Referenz wies im Schnitt einen TS-Gehalt von 20,1 % auf, was einer Trockensubstanz (TS) von 201 g pro kg Frischmasse entsprach. Die TS-Masse wiederum setzte sich aus 50 g Rohprotein, 22 g Rohfett, 34 g Rohfaser, 88 g NFE und 7 g Asche zusammen.


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In der Flüssigphase lag der TS-Gehalt bei 6,6 %, was eine TS-Masse von 44,0 g ergab, die aus 20,0 g Rohprotein, 5,3 g Rohfett, 0,7 g Rohfaser, 16,0 g NFE und 2,0 g Asche bestand. Die Festphase wies im Mittel einen TS-Gehalt von 44,3 %, was einer TS-Masse von 147,7 g entsprach, die sich aus 21,8 g Rohprotein, 11,6 g Rohfett, 33,2 g Rohfaser, 76,6 g NFE und 4,5 g Asche zusammensetzte.

Demnach wurde der Rohprotein- und Rohfettanteil zu 56 % bzw. 47 % in die Flüssigphase transferiert, der Rohfaseranteil verblieb jedoch zu 98 % in der Festphase. Bedingt durch die gute Entwässerung der Originalsubstanz konnte eine gute Fraktionierung der biologisch und thermisch verwertbaren Anteile erreicht werden.

Um die Plausibilität der Werte zur prüfen, wurden noch die Wiederfindungsraten berechnet. Insgesamt konnten 95 % der TS-Masse wiedergefunden werden, allerdings zeigte sich bei den einzelnen Bestandteilen ein differenziertes Bild. Bei Rohprotein und Rohfett wurden nur 84 % bzw. 77 % in den beiden Phasen berechnet. Im Falle der Rohfaser- und NFE-Anteile hingegen lag die Wiederfindungsrate bei 99 % bzw. 105 %.

Die hohen Wiederfindungsraten bei Rohfaser und NFE resultierten vornehmlich daraus, dass beide Anteile vor allem in der Festphase verblieben und die Analyse bei Proben mit hohen TS-Gehalten exaktere Werte liefert. Die Abweichungen beim Rohprotein- und Rohfettgehalt traten vermutlich bei der Bestimmung der Flüssigphase auf, da hier bei der Probennahme

und der Analyse Abweichungen von 5 bis 10 % auftreten können.

Tabelle 8 zeigt die Zusammensetzung des Biertreber-Original (Referenz) und der Fest- und Flüssigphase mit Konfiguration (3) für LBT ohne Zugabe von Detergenzien.

Tabelle 8: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für LBT - Konfiguration (3)


Gesamt

Masse 1.000 g 750 g 250 g -

TS-Gehalt 18,2 % 6,6 % 44,4 % -

TS-Masse 182,0 g 49,5 g 111,0 g 88 %

aTS-Masse 9,0 g 2,3 g 5,6 g 86 %

Rohprotein 43,0 g 20,3 g 19,3 g 92 %

Rohfett 18,0 g 5,3 g 10,0 g 85 %

Rohfaser 35,0 g 3,7 g 26,8 g 87 %


Im Gegensatz zu Konfiguration (1) war der Durchsatz mit 28 kg/h bei Konfiguration (3) für LBT geringer, auf die Festphase entfielen 7 kg/h und auf die Flüssigphase 21 kg/h. Demnach wurden nur 25 % der zugeführten Frischmasse in die Festphase überführt, bei Konfiguration (1) lag der Anteil bei 33 %. Analog zu Konfiguration (1) wurde die Bilanzierung wieder auf 1 kg Frischmasse Biertreber-Original (Referenz) bezogen.


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Das eingesetzte Biertreber-Original (Referenz) wies in den Versuchen mit Konfiguration (3) einen TS-Gehalt von 18,2 % auf. Hieraus ergab sich eine TS-Masse von 182 g, bestehend aus 43 g Rohprotein, 18 g Rohfett, 35 g Rohfaser, 77 g NFE und 9 g Asche.

Die Flüssigphase wies mit einem TS-Gehalt von 6,6 % einen nahezu identischen Wert wie bei Konfiguration (1) auf. Die TS-Masse betrug 49,5 g und setzte sich aus 20,3 g Rohprotein, 5,3 g Rohfett, 3,7 g Rohfaser, 18,0 g NFE und 2,2 g Asche zusammen. Auch der TS-Gehalt der Festphase war mit 44,4 % identisch zu Konfiguration (1), bei einer TS-Masse von 111 g waren 19,3 g Rohprotein, 10,0 g Rohfett, 26,8 g Rohfaser, 49,3 g NFE und 5,6 g Asche enthalten.

Die Transferrate für Rohprotein und Rohfett in die Flüssigphase war mit 55 % bzw. 44 % bei Konfiguration (3) praktisch identisch zu Konfiguration (1), allerdings war der Rohfaser-Anteil mit 24 % in der Flüssigphase deutlich höher.

Die Plausibilitätskontrolle ergab ein einheitliches Bild, allerdings war die Wiederfindungsrate der TS-Masse mit 88 % um fast 7 % niedriger als bei Konfiguration (1). Auch hier traten

vermutlich Abweichungen im Bereich von 5 bis 10 %, bedingt durch die Probennahme und bei der Analyse, auf.

Bei den Versuchen mit Konfiguration (3) für LBT wurden neben verschiedenen Detergenzien auch zwei Enzyme hinsichtlich ihrer Wirkungsweise auf die Entwässerung untersucht. Eine signifikante Verbesserung wurde jedoch nur beim Einsatz der beiden Enzyme festgestellt. Aus diesem Grund erfolgte bei diesen Versuchen eine Analyse der Fest- und Flüssigphase bezüglich der biochemischen Zusammensetzung. Im Folgenden werden aber nur die Werte bei der niedrigen Enzymdosage diskutiert, da die hohe Enzymdosage aus wirtschaftlichen Gründen großtechnisch nicht darstellbar ist.

Tabelle 9 zeigt die Zusammensetzung des Biertreber-Original (Referenz) und der Fest- und Flüssigphase mit Konfiguration (3) für LBT beim Einsatz von Enzym 1.

Tabelle 9: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für LBT mit Enzym (1) - Konfiguration (3)


Gesamt

Masse 1.000 g 842 g 158 g -

TS-Gehalt 18,2 % 6,6 % 44,6 % -

TS-Masse 182,0 g 55,6 g 70,5 g 69 %

aTS-Masse 9,0 g 3,4 g 3,3 g 75 %

Rohprotein 43,0 g 21,9 g 11,2 g 77 %

Rohfett 18,0 g 6,7 g 5,7 g 69 %

Rohfaser 35,0 g 4,2 g 16,3 g 59 %


Bei der Vorbehandlung mit Enzym 1 wurde ein höherer Durchsatz mit 31,9 kg/h erreicht, allerdings wurden nur 5,04 kg/h bzw. 16 % als Festphase abgepresst. Der ermittelte Wert lag gegenüber der mechanischen Entwässerung von unbehandeltem LBT mit Konfiguration (3) um fast 10 % niedriger.


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Um die Vergleichbarkeit mit den Ergebnissen für LBT ohne Zugabe von Detergenzien mit Konfiguration (3) zu gewährleisten, wurde der gleiche Referenzwert angesetzt.

Bei den Versuchen zeigte sich, dass sowohl für die Flüssig- als auch die Festphase ein identischer TS-Gehalt mit 6,6 % bzw. 44,6 % erzielt wurde. In der Flüssigphase ergab sich anhand der höheren Masse aber eine TS-Masse von 55,6 g, die sich aus 21,9 g Rohprotein, 6,7 g Rohfett, 4,2 g Rohfaser, 19,4 g NFE und 3,4 g Asche zusammensetzte. Umgekehrt wies die Festphase eine niedrigere TS-Masse mit 70,5 g auf, bei einem Anteil von 11,2 g Rohprotein, 5,7 g Rohfett, 16,3 g Rohfaser, 34,0 g NFE und 3,3 g Asche.

Die Transferrate für Rohprotein und Rohfett in die Flüssigphase lag bei 51 % bzw. 34 % und zeigte im Fall von Rohprotein einen ähnlichen Wert wie der unbehandelte LBT, bei Rohfett hingegen lag der Wert um 10 %-Punkte niedriger.

Allerdings lag der Rohprotein-Anteil in der Festphase nur bei 26 % und damit im Vergleich zu unbehandeltem LBT um 19 %-Punkte niedriger. Geht man davon aus, dass bei der Analyse der Festphase nur geringe Abweichungen auftreten, wären demnach theoretisch bis zu 74 % des Rohproteins in die Flüssigphase transferiert worden. Ein deutlicher Unterschied zeigte sich auch beim Rohfaser-Anteil in der Festphase, der nur bei 46,5 % lag und damit um fast 50 % niedriger war als bei unbehandeltem LBT.

Im Unterschied zur Auswertung der Ergebnisse mit unbehandelten LBT wurde bei diesem Versuch aber eine deutlich geringere Wiederfindungsrate berechnet. Insgesamt konnten nur 69 % der TS-Masse wiedergefunden werden, daher sind die Ergebnisse auch nur bedingt aussagekräftig. Vermutlich verblieb ein Teil der Festphase in der Schnecke was zu einer Verfälschung der Massenverhältnisse führte und damit auch die Bilanzierung beeinträchtigte.

Tabelle 10 zeigt die Zusammensetzung des Biertreber-Original (Referenz) und der Fest- und Flüssigphase mit Konfiguration (3) für LBT beim Einsatz von Enzym 2.

Tabelle 10: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für LBT mit Enzym (2) - Konfiguration (3)

Parameter

Referenz Flüssigphase Festphase Wiederfindungsrate Gesamt

Masse 1.000 g 758 g 242 g -

TS-Gehalt 18,2 % 6,8 % 44,4 % -

TS-Masse 182,0 g 51,6 g 107,3 g 87 %

aTS-Masse 9,0 g 2,3 g 5,8 g 91 %

Rohprotein 43,0 g 22,0 g 14,5 g 85 %

Rohfett 18,0 g 5,3 g 7,5 g 71 %

Rohfaser 35,0 g 3,0 g 25,6 g 82 %


Im Versuch mit Enzym 2 ergab sich ein geringerer Durchsatz von 24 kg/h, der Massenanteil der Feststoffphase wurde mit 5,8 kg/h bestimmt. Jedoch lag der Anteil der Feststoffphase mit 25 % wieder im Bereich wie bei unbehandeltem LBT und damit deutlich über den erhaltenen Werten wie im Versuch mit Enzym 1.


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Der TS-Gehalt der Festphase zeigte mit 44,4 % keine Abweichung zum Versuch mit Enzym 1, in der Flüssigphase wurde ein TS-Gehalt von 6,8 % gemessen. Daraus berechnete sich eine TS-Masse von 51,6 g in der Flüssigphase mit einem Anteil von 22,0 g Rohprotein, 5,3 g Rohfett, 3,0 g Rohfaser, 19,0 g NFE und 2,3 g Asche. Die TS-Masse der Festphase betrug 107,3 g, mit 14,5 g Rohprotein, 7,5 g Rohfett, 25,6 g Rohfaser, 53,9 g NFE und 5,8 g Asche.

Mit Blick auf die Transferraten von Rohprotein und Rohfett in die Flüssigphase ergab sich kein Unterschied zu den Versuchen mit Enzym 1, es wurden 51 % bzw. 30 % überführt. Auch hier war der Wert für Rohfett um 14 %-Punkte niedriger wie bei unbehandeltem LBT. Der Rohfaser-Anteil in der Festphase war mit 73 % ähnlich wie beim unbehandelten LBT.

Insgesamt ergab sich für die TS-Masse eine Wiederfindungsrate von 87 %, der Wert war identisch zum Ergebnis mit unbehandeltem LBT. Im Unterschied zum Versuch mit Enzym 1 lag die Wiederfindungsrate aber um 20 %-Punkte höher. Dies wurde darauf zurückgeführt, dass das Massenverhältnis zwischen Fest- und Flüssigphase ähnlich zu den Versuchen mit unbehandeltem LBT war. Da die Feststoffanalyse im Normalfall belastbarere Ergebnisse liefert als die Analyse von pastösen Flüssigkeiten, erhöhte sich vermutlich die Genauigkeit. Dies bekräftige auch die Annahme, dass beim Versuch mit Enzym 1 ein Teil der Festphase noch in der Schnecke verblieb und die Bilanzierung negativ beeinträchtigte.


Im Folgenden werden die Ergebnisse für MFT mit Konfigurationen (2) erläutert, da nur mit dieser TS-Gehalte > 40 % und ein Durchsatz > 40 kg/h erreicht wurde. Tabelle 11 zeigt die Zusammensetzung des Biertreber-Original (Referenz) und der Fest- und Flüssigphase mit Konfiguration (2) für MFT.

Tabelle 11: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für MFT - Konfiguration (2)


Gesamt

Masse 1.000 g 618 g 382 g -

TS-Gehalt 23,3 % 8,6 % 44,1 % -

TS-Masse 233,0 g 53,1 g 168,5 g 95 %

aTS-Masse 10,0 g 5,6 g 6,0 g 116 %

Rohprotein 59,0 g 16,1 g 38,8 g 93 %

Rohfett 23,0 g 4,3 g 16,7 g 91 %

Rohfaser 41,0 g 4,9 g 34,5 g 96 %


Mit MFT wurde bei Konfiguration (2) ein Durchsatz von 49,2 kg/h erzielt, davon entfielen auf die Festphase 18,8 kg/h und 30,4 kg/h auf die Flüssigphase. Damit wurden etwa 38 % der zugeführten Frischmasse in die Festphase überführt, was im Vergleich zu LBT einen um 8 % höheren Wert entsprach.


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Analog zu den Versuchen mit LBT wurde die Bilanzierung auf 1 kg Frischmasse Biertreber-Original (Referenz) bezogen.

Im Unterschied zu LBT waren die TS-Gehalte bei MFT nahezu durchgängig um 3 % höher, im Schnitt wurde für die Referenz ein TS-Wert von 23,3 % ermittelt. Bei einer TS-Masse von 233 g berechneten sich anhand der durchgeführten Analysen ein Anteil von 59 g Rohprotein, 23 g Rohfett, 41 g Rohfaser, 100 g NFE und 10 g Asche.

Der TS-Gehalt der abgepressten Flüssigphase war für MFT mit 8,6 % im Gegensatz zu LBT um 2 %-Punkte höher, jedoch war der Massenanteil insgesamt niedriger. In der Bilanzierung wurde eine TS-Masse von 53,1 g für die Flüssigphase berechnet, die aus 16,1 g Rohprotein, 4,3 g Rohfett, 4,9 g Rohfaser, 22,2 g NFE und 5,6 g Asche bestand.

Die erreichten TS-Gehalte in der Festphase waren bei MFT mit 44,1 % faktisch gleich wie in den Versuchen mit LBT, der Massenanteil war mit 382 g insgesamt aber um ca. 10 % höher. Anhand der Werte ergab sich eine TS-Masse von 168,5 g, bestehend aus 38,8 g Rohprotein, 16,7 g Rohfett, 34,5 g Rohfaser, 72,5 g NFE und 6,0 g Asche.

Ein deutlicher Unterschied zu LBT zeigte sich bei den Transferraten. Bei MFT konnten durch die mechanische Entwässerung nur 27 % bzw. 19 % des Rohproteins und Rohfetts in die Flüssigphase überführt werden. Damit lag die Transferrate um fast 50 % niedriger als bei allen Versuchen mit LBT. Beim Rohfaser-Anteil wurde diese Abweichung nicht festgestellt, mit 84 % verblieb der Großteil in der Festphase. Die Wiederfindungsrate von 116 % für Asche erklärt sich durch die teilweise stark schwankenden Analysenwerten und dem daraus abgeleiteten Mittelwert.

Auffällig waren aber die hohen Wiederfindungsraten von 91 % bis 96 % für alle Bestandteile mit Ausnahme von Asche. Dies wurde darauf zurückgeführt, dass der Massenanteil der Festphase nach der mechanischen Behandlung im Vergleich zu LBT höher und dadurch die Analysenergebnisse repräsentativer waren.


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5.3 Biologische Verwertung

Im Anschluss an die Entwässerungsversuche wurden Batch-Gärtests zur Bestimmung der biologischen Verwertung der Flüssigphase (Presswasser) durchgeführt. Damit sollte die prinzipielle Vergärbarkeit nachgewiesen und der theoretische Biogasertrag bestimmt werden. Es werden aber nur die Ergebnisse für die Konfigurationen dargestellt, bei denen LBT und MFT auf TS-Gehalte > 40 % entwässert wurde.

5.3.1 Biertreber – Original

Zur Beurteilung der biologischen Verwertbarkeit der Presswasserproben wurde zuerst ein Batch-Gärtest mit Biertreber ohne mechanische Behandlung als Referenzwert durchgeführt, Abbildung 23 zeigt den Versuchsverlauf über 60 Versuchstage.

Abbildung 23: Spezifischer Biogasertrag von Biertreber - Original

Im Batch-Gärtest wurde ein maximaler Biogasertrag von 500 lN/kgoTS im Zeitraum von 60 Tagen gemessen. Der Wert korrelierte sehr gut mit dem Literaturwert von 533 lN/kgoTS [LFL 2011]. Dabei wurden nahezu 80 % des gemessenen Biogasertrags bereits nach 10 Tagen erreicht, in den folgenden 50 Tagen wurden nur noch 20 % umgesetzt. Insgesamt betrug der Abbau aber nur 56 % der zugeführten Organik. Der Wert ergibt sich aus dem Quotienten des ermittelten Biogasertrags zum theoretisch maximal möglichen Biogasertrag von 883 lN/kgoTS.

Der theoretische Maximalwert wurde aus dem analytisch gemessenen Kohlenstoffanteil im Biertreber berechnet, der bezogen auf organische Trockenmasse 50 % ausmacht. Daraus ergibt sich ein Verhältnis von organischer Trockensubstanz (oTS) zu Kohlenstoff (C) von ca. 1,91 kgoTS/kgC. Da aus 1 kg Kohlenstoff theoretisch ca. 1,81 m3

N Biogas entstehen können, ergibt sich bezogen auf oTS ein theoretisch maximaler Biogasertrag von 883 lN/kgoTS.


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Die niedrige Umsatzrate von 57 % korrelierte auch gut mit theoretischen Überlegungen zum Abbau der Bestandteile. Bezogen auf Trockenmasse liegt der Protein- und Fettanteil bei ca. 32 %, der Cellulose- und Hemicelluloseanteil bei ca. 56 %. Der maximale Abbau von Fasern zu Biogas liegt bei ca. 10 % in 10 Tagen. Demnach wären innerhalb der 60 Tage ca. 34 % der Fasern bezogen auf den Trockenmasseanteil abgebaut worden. Unterstellt man, dass der Eiweiß- und Fettanteil zu 80 % abgebaut worden wäre, berechnet sich ein Umsatz von 26 % bezogen auf den Trockenmasseanteil. In Summe ergibt sich so ein theoretischer Abbau von 60 % der im Biertreber enthaltenen Organik.

Es zeigte sich, dass ohne Vorbehandlung der anaerobe Abbau von Biertreber zu Biogas bedingt durch den hohen Faseranteil nur langsam abläuft. Der Biogasertrag von 500 lN/kgoTS und der Abbau der zugeführten Organik von 56 % dienten im Weiteren als Referenz für die Biogaserträge der eingesetzten Presswasserproben.

5.3.2 Läuterbottichtreber

Abbildung 24 zeigt die Ergebnisse der Batch-Gärtests der LBT-Presswasserproben aus den Versuchen mit Konfiguration (1) und (3) ohne Zugabe von Detergenzien.

Abbildung 24: Spezifischer Biogasertrag für LBT-Presswasser mit Konfiguration (1) und (3)

In den Batch-Gärtests mit LBT-Presswasser aus Konfiguration (1) wurde ein Biogasertrag von 704 lN/kgoTS erreicht, mit LBT-Presswasser aus Konfiguration (3) ein geringfügig höherer Ertrag von 725 lN/kgoTS. Anhand des Kurvenverlaufs konnte von einer hohen biologischen Verfügbarkeit und sehr guten Verwertbarkeit ausgegangen werden. Innerhalb von 5 Tagen wurden bereits 80 % der zugeführten Organik zu Biogas umgesetzt. Der Biogasertrag war damit deutlich höher als der Referenzwert für nicht entwässerten Biertreber. Der Abbau der zugeführten Organik lag mit 79 bis 82 % dadurch deutlich über den 57 % des Referenzwerts. Das gute Abbauverhalten wurde vor allem auf die hohen Transferraten der biologisch schwer abbaubaren Rohfaser-Anteile in die Festphase zurückgeführt.


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Der pH-Wert blieb während der Batch-Gärtests mit 7,3 nahezu konstant, eine Hemmung aufgrund einer Versäuerung konnte ausgeschlossen werden. Insgesamt wurde ein um 200 lN/kgoTS höherer Biogasertrag bezogen auf zugeführte Organik gegenüber dem nicht entwässerten Biertreber bestimmt.

In den mechanischen Entwässerungsversuchen wurde mit den Konfigurationen (1) und (3) für LBT auch die Wirkungsweise verschiedener Detergenzien untersucht. Allerdings konnte nur bei Konfiguration (3) eine Entwässerung der Festphase auf TS-Gehalte > 40 % erreicht werden. Die hier angefallenen Presswasserproben wurden dann in Batch-Gärtests auf ihre biologische Verwertbarkeit hin untersucht, da es bei einer Transferierung der Detergenzien in die Flüssigphase zu Hemmeffekten im anaeroben Abbau kommen kann.

Abbildung 25 zeigt die Ergebnisse der Batch-Gärtests der LBT-Presswasserproben bei der Vorbehandlung mit Detergenzien für Konfiguration (3).

Abbildung 25: Spezifischer Biogasertrag von LBT-Presswasser mit Detergenz (A),(B),(C) und (D)

In den Batch-Gärtests ergaben sich für die Presswasserproben mit Detergenz A (Tensid), B (Netzmittel), C (Siliermittel) und D (Lauge) Biogaserträge zwischen 704 und 860 lN/kgoTS. Im Vergleich zu den unbehandelten LBT-Presswasserproben wurde mit Ausnahme von Detergenz B ein deutlich höherer Biogasertrag gemessen. Aus den Biogaserträgen ergab sich ein Abbau der zugeführten Organik von bis zu 97 %, was allerdings zu hoch erschien. Es wurde vermutet, dass das eingesetzte Inokulum noch nicht vollständig ausgegoren und dadurch die Biogaserträge vergleichsweise hoch waren. Bekräftigt wurde diese Annahme durch die täglichen Gasbildungsraten, die eher auf einen verzögerten Abbau der Organik schließen ließ.


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Bei den unbehandelten LBT-Proben wurde bereits nach 5 Tagen ca. 80 % der zugeführten Organik zu Biogas umgesetzt. In den Detergenzienversuchen wurde dieser Wert vor allem bei Detergenz A erst nach 15 bis 20 Tagen erreicht. Die Verzögerungen im anaeroben Abbau konnten jedoch nicht abschließend geklärt werden, möglicherweise kam es zu Beginn zu einer kurzfristigen Versäuerung. Nach Beendigung der Versuche wurde aber ein neutraler pH-Wert im Bereich von 7,2 gemessen. Trotzdem wurde ein höherer Biogasertrag bezogen auf zugeführte Organik gegenüber dem nicht entwässerten Biertreber (Referenz) gemessen und die prinzipielle biologische Verwertbarkeit bestätigt.

Neben den Detergenzien wurde auch das Presswasser aus den Entwässerungsversuchen mit den beiden Enzymen untersucht. Abbildung 26 zeigt die Ergebnisse der Batch-Gärtests der einzelnen LBT-Presswasserproben mit Enzym 1 und 2 für Konfiguration (3).

Abbildung 26: Spezifischer Biogasertrag für LBT-Presswasser mit Enzym (1) und (2)

Die Gasbildungsrate zeigte einen ähnlichen Verlauf wie die Detergenzienversuche, was auf einen verzögerten Abbau der zugeführten Organik hindeutete. Die Biogaserträge lagen mit 683 und 755 lN/kgoTS zwar unter den Detergenzienversuchen, aber bestätigten wiederum die Erträge der unbehandelten LBT-Presswasserproben. Die unterschiedlichen Biogaserträge der beiden Enzymversuche erklärten sich durch einen defekten Gaszähler. Im Versuch mit Enzym 1 wurde dadurch zu Beginn die Gasmenge nicht erfasst. Da im weiteren Verlauf die tägliche Gasbildung fast gleich war, kann von einem ähnlichen Biogasertrag wie im Versuch mit Enzym 2 ausgegangen werden. Der Abbau der zugeführten Organik wurde bei Enzym 2 mit 85 % berechnet und lag im Bereich der unbehandelten LBT-Presswasserproben. Auch hier konnte gegenüber der Referenz eine Ertragssteigerung um 250 lN/kgoTS erzielt werden. Ein Abfall des pH-Werts aufgrund einer Versäuerung wurde nicht beobachtet, zum Ende der Versuche wurde ein pH-Wert von 7,25 gemessen.


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5.3.3 Maischefiltertreber

Im Unterschied zu Läuterbottichtreber wurden mit Maischefiltertreber (MFT) keine Versuche mit Detergenzien zur Verbesserung der Entwässerungsleistung durchgeführt. Im Hinblick auf die erzielte mechanische Entwässerung wurde Konfiguration (2) als geeignet eingestuft. Daher wird nur der Biogasertrag für die Flüssigphase aus diesen Versuchen diskutiert, siehe Abbildung 27.

Abbildung 27: Spezifischer Biogasertrag für MFT-Presswasser mit Konfiguration (2)

Für das MFT-Presswasser konnte über 25 Tage ein maximaler Biogasertrag von 830 lN/kgoTS

erzielt werden und damit ein höherer Ertrag als bei den unbehandelten LBT-Proben. Anhand des steilen Kurvenverlaufs konnte davon ausgegangen werden, dass keine Hemmung des anaeroben Abbaus vorlag. Ähnlich wie bei LBT-Presswasser wurde auch hier nach 5 Tagen etwa 80 % der zugeführten Organik zu Biogas umgesetzt und die hohe biologische Verfügbarkeit bestätigt. Im Vergleich zur Referenz wurde ebenfalls ein deutlich höherer Biogasertrag bezogen auf zugeführte Organik erreicht.

Der berechnete Abbau der zugeführten Organik lag abhängig vom Biogasertrag mit 93 % aber dennoch vergleichsweise hoch. Auch hier wurde vermutet, dass das Inokulum noch nicht vollständig ausgegoren war. Eine Beeinträchtigung der Vergärung durch den teilweise sehr niedrigen pH-Wert des MFT-Presswassers von 3,7 konnte bei den Batch-Gärtests nicht festgestellt werden. Am Versuchsende wurde ein pH-Wert von 7,12 bestimmt und die gute biologische Verwertung nachgewiesen.


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5.4 Thermische Verwertung

Neben der biologischen Verwertung der Flüssigphase war die thermische Verwertung der Festphase (Pressrückstand) ein weiterer zentraler Aspekt im Forschungsvorhaben. Ziel war es, einen technischen Nachweis bezüglich der Eignung des Pressrückstands als Mono- und Mischbrennstoff unter Berücksichtigung emissionsrechtlicher Vorgaben zu erarbeiten.

Zur Überprüfung der thermischen Verwertbarkeit von entwässertem Biertreber als Monobrennstoff wurden zunächst Versuche mit einer Wirbelfeuerung durchgeführt. Jedoch konnte vor allem aus zwei Gründen kein stabiler Betrieb erreicht werden. Zum einen war trotz eines TS-Gehalts von 45 % keine eigenständige Verbrennung möglich, zum anderen kam es wegen der Partikelgröße (0,2 bis 2,5 mm) zu einem hohen Brennstoffaustrag aus der Brennkammer und damit zu einer unvollständigen Verbrennung. Aus diesem Grund wurde im Anschluss nochmal ein Versuch mit einer Muldenfeuerung durchgeführt, um den Einfluss des Brennstoffaustrags bei der Monoverbrennung zu vermeiden. Auch hier konnte aber kein stabiler Verbrennungsvorgang erreicht werden. Vielmehr bestätigte sich, dass bei TS-Werten von 45 % keine eigenständige Verbrennung von entwässertem Biertreber möglich ist. Da in den mechanischen Entwässerungsversuchen maximal TS-Gehalte von 49 bis 50 % erzielt werden konnten, wurde davon ausgegangen, dass der Einsatz von entwässertem Biertreber als Monobrennstoff ohne weitere thermische Trocknung nicht möglich ist.

Bei der Nutzung von entwässertem Biertreber als Mischbrennstoff stand die kombinierte Verbrennung mit Holzhackschnitzeln im Vordergrund. Dies resultierte daraus, dass bei der Realisierung von regenerativen Wärmebereitstellungskonzepten in Brauereien vornehmlich Holzhackschnitzel genutzt werden. Ein Einsatz der Wirbelfeuerung zur thermischen Verwertung von entwässertem Biertreber mit Holzhackschnitzel erschien aber aufgrund der sehr unterschiedlichen Partikelgrößen beider Brennstoffe und den im Vorfeld erarbeiteten Erkenntnissen bei der Monoverbrennung als nicht zweckmäßig. Die Versuche wurden im Weiteren daher nur noch mit einer Muldenfeuerung durchgeführt. Der Schwerpunkt der Untersuchungen lag auf der Ermittlung eines geeigneten Mischungsverhältnisses mit einem möglichst hohen Biertreberanteil unter Berücksichtigung emissionsrechtlicher Vorgaben. Zusätzlich erfolgten noch Versuche zur Emissionsminderung durch Primärmaßnahmen.

Im Folgenden werden die durchgeführten Feuerungsversuche mit Läuterbottichtreber (LBT) und Maischefiltertreber (MFT) beim Einsatz als Mischbrennstoff mit Holzhackschnitzeln in der Muldenfeuerung beschrieben. Zur Beurteilung der Versuche unter emissionsrechtlichen Aspekten wurden im Vorfeld die rechtlichen Grundlagen hinsichtlich der Einstufung von entwässertem Biertreber als Brennstoff geprüft.


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5.4.1 Rechtliche Grundlagen

Biertreber kann gemäß der Verordnung über das europäische Abfallverzeichnis mit dem Abfallschlüssel 02 07 99 bezeichnet werden. Dieser Abfallschlüssel gilt für alle nicht konkret genannten Abfälle die aus der Herstellung von alkoholischen und alkoholfreien Getränken stammen, ausgenommen sind dabei Kaffee, Tee und Kakao [BMU 2007].

Die emissionsrechtlichen Grenzwerte für die thermische Verwertung von Biertreber sind aber nicht eindeutig festgelegt. Die Gültigkeit der Grenzwerte der 17. BImSchV kann bezüglich Paragraph 1, Absatz 3 ausgeschlossen werden, da diese nicht für Anlagen gilt, in denen Reststoffe aus der Nahrungsmittelindustrie thermisch verwertet werden, solange die Wärme genutzt wird [BMU 2009].

Die thermische Verwertung von Biertreber kann aber auch der 4. BImSchV nicht eindeutig zugeordnet werden. Der Anhang 8.1 a) der Verordnung bezieht sich auf Anlagen zur Verwertung und Beseitigung von nicht gefährlichen Stoffen durch thermische Verfahren. In der TA-Luft finden sich unter den Anlagen der 4. BImSchV, Anhang 8.1 a) jedoch keine konkreten Emissionsgrenzwerte [BMU 2011a].

Eine weitere Möglichkeit der emissionsrechtlichen Klassifizierung besteht über Anhang 1.3 der 4. BImSchV. In diesem Teil sind Anlagen aufgeführt, die unter anderem zur Erzeugung von Prozesswärme dienen und bei denen andere Brennstoffe als die aus Anhang 1.2 der Verordnung genutzt werden. In der TA-Luft finden sich konkrete Grenzwerte für Anlagen der 4. BImSchV, Anhang 1.3, siehe Tabelle 12 [BMU 2011b].

Tabelle 12: Emissionsgrenzwerte TA-Luft [BMU 2011b]

Gesamtstaub [mg/m³N]

Kohlenmonoxid (CO) [g/m³N]

Stickstoffoxide (NOx) [g/m³N]

≥ 1 MW ≤ 1 MW ≥ 1 MW ≤ 1 MW

20 50 0,25 0,40 0,50

Die Grenzwerte für Gesamtstaub, Kohlenmonoxid (CO) und Stickstoffoxide (NOx) beziehen sich auf 11 Vol.-% Sauerstoff im trockenen Abgas. Die Werte wurden zur Auswertung und zum Vergleich der durchgeführten Feuerungsversuche angesetzt. Für SO2 wird in diesem Fall aber kein Grenzwert definiert, es konnte keine Bewertung der Messwerte vorgenommen werden. Einschränkend muss aber hinzugefügt werden, dass die Werte nur eine Möglichkeit darstellen, das Verfahren emissionsrechtlich zu klassifizieren. Die letztendliche Zuordnung von Grenzwerten bei der thermischen Verwertung von entwässertem Biertreber obliegt jedoch abhängig vom gewählten Verfahren den einzelnen Genehmigungsbehörden.


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5.4.2 Charakterisierung Brennstoffe

In den Feuerungsversuchen wurden Pressrückstände aus den Entwässerungsversuchen mit LBT und MFT in Kombination mit Holzhackschnitzeln (HHS) eingesetzt, die bezüglich ihrer Zusammensetzung kurz beschrieben werden.

► Biertreber

Zur Brennstoffcharakterisierung wurde mit LBT-Pressrückstand eine Elementaranalyse und eine Heizwertbestimmung durchgeführt. Die Ergebnisse konnten auch auf die Versuche mit MFT übertragen werden, da beide Biertreberarten aus Gerstenmalz bestehen. Der einzige Unterschied liegt in der Aufbereitung des Gerstenmalzes vor dem eigentlichen Brauprozess. Das Ergebnis der Elementaranalyse und Heizwertbestimmung für den LBT-Pressrückstand zeigt Tabelle 13.

Tabelle 13: Ergebnis der Elementaranalyse und der Heizwertbestimmung für LBT-Pressrückstand

Pressrückstand Hi (wf) [MJ/kg] C [%-TS] H [%-TS] N [%-TS] Asche [%-TS]

LBT 19,6 50,4 6,51 2,45 3,2

Der analysierte Heizwert des Pressrückstands von 19,6 MJ/kgTS stimmte dabei sehr gut mit dem Literaturwert von 20 MJ/kgTS überein. Der Wert wurde im Weiteren unabhängig von der Biertreberart als Grundlage zur Heizwertberechnung für den LBT- und MFT-Pressrückstand genutzt, Abbildung 28 zeigt einen LBT- und MFT-Pressrückstand.

Abbildung 28: LBT-Pressrückstand (links) und MFT-Pressrückstand (rechts)

► Holzhackschnitzel

In den Feuerungsversuchen wurden die Pressrückstände dann mit industriell getrockneten Holzhackschnitzeln aus Fichtenholz (TS-Gehalt 95 %) als Mischbrennstoff eingesetzt. Aus versuchstechnischen Gründen wurden die Holzhackschnitzel im Anschluss an Versuch 1 nochmals gehäckselt, Abbildung 29 zeigt die Holzhackschnitzel (G50) und gehäckselt.


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Abbildung 29: Holzhackschnitzel G50 (links) und gehäckselt (rechts)

Zur Heizwertberechnung der Brennstoffmischungen wurde für die Holzhackschnitzel gemäß Literatur ein Wert von 19,0 MJ/kgTS im absolut wasserfreien Zustand angesetzt [DBFZ 2011].

5.4.3 Läuterbottichtreber

Mit LBT-Pressrückstand wurden in Kombination mit Holzhackschnitzeln mehrere Versuche in der Muldenfeuerung durchgeführt. Die Versuche (1) bis (3) wurden mit LBT aus hellem Vollbier durchgeführt, Versuch (4) mit LBT aus hellem Weizenbier. Dadurch sollten Einflüsse die sich aus der unterschiedlichen Zusammensetzung des Braumalzes (Weizenbier besteht aus Gersten- und Weizenmalz) ergeben, geprüft werden.

► Versuch (1)

Im Versuch (1) konnte der Treber auf einen TS-Gehalt von 48,7 % entwässert werden. Der Pressrückstand wurde unmittelbar vor dem Feuerungsversuch mit Holzhackschnitzeln (G50) mit einem Massenverhältnis von 50:50 gemischt.

Tabelle 14: Trockensubstanzgehalte und Heizwerte Versuch (1) - LBT

Brennstoff Trockensubstanzgehalt [%] Heizwert [MJ/kg]

Pressrückstand 48,7 8,4

Holzhackschnitzel 95,0 17,9

Gemisch 71,9 13,2

Anhand des linearen Zusammenhangs zwischen Wassergehalt und Heizwert wurden die Heizwerte bei gegebenem Wassergehalt berechnet. Unter Berücksichtigung beider Massenanteile ergab sich ein Heizwert von 13,2 MJ/kg für die Brennstoffmischung, die Abbildung 30 zeigt.


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Abbildung 30: Brennstoffgemisch LBT-Pressrückstand und Holzhackschnitzel - Versuch (1)

Auffällig ist der Unterschied in der Stückigkeit und Struktur der einzelnen Bestandteile. Der LBT-Pressrückstand wies eine feine krümlige, leicht feuchte Konsistenz auf, während die Holzhackschnitzel grob stückig und trocken waren. Die thermische Verwertbarkeit der Brennstoffmischung wurde dann in der Muldenfeuerung untersucht. In Abbildung 31 ist der Temperaturverlauf in der Brennmulde, im Vorofen, der Nachbrennkammer und im Rauchgas von 10:00 bis 16:45 Uhr für Versuch (1) dargestellt.

Abbildung 31: Temperaturverläufe Versuch (1) - LBT-Pressrückstand

Aus der Abbildung wird ersichtlich, dass es im Feuerungsversuch im Zeitraum von 10:00 bis 14:00 Uhr wiederholt zu Temperatureinbrüchen im Vorofen und der Nachbrennkammer kam. Dies ging vor allem auf die Bildung von Feststoffbrücken im Zuführtrichter zurück, die eine kontinuierliche und gleichmäßige Beschickung der Feuerung verhinderte. Dadurch kam es beim Eintrag in die Feuerung zu einer Entmischung des Brennstoffes.


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Zudem wurde das Brennstoffgemisch beim Eintrag mit der Stokerschnecke verdichtet. Durch den hohen Wassergehalt des Pressrückstands blieb der Brennstoff kompakt und bot der Verbrennungsluft wenig Reaktionsoberfläche. Dadurch befand sich nach der Verbrennung noch ein hoher Anteil unvollständig verbrannter Treberagglomerationen in der Brennmulde und direkt vor dem Ascheschieber. Um die Agglomerationsbildung im Brennraum zu minimieren, wurde die Pulsfrequenz des Ascheschiebers ab 14:00 Uhr erhöht, daraufhin konnte eine Reduzierung der Temperaturschwankungen festgestellt werden.

Nach dem Feuerungsversuch wurden Ascheproben aus verschiedenen Teilen der Feuerung entnommen. Der Anteil an Flugasche war relativ hoch, da die feinen Treberteilchen mit dem Abgasstrom mitgerissen wurden. Im Aschekasten befand sich dagegen noch ein hoher Anteil an verkohlten Holzhackschnitzel, die nicht vollständig verbrannten. Dies deutete darauf hin, dass die Verweilzeit der Holzhackschnitzel im Brennraum nicht ausreichte.

Parallel zu den Temperaturverläufen wurden auch die Emissionen gemessen. Abbildung 32 zeigt die CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen im Versuchszeitraum von 10:00 bis 16:45 Uhr bezogen auf 11 Vol.-% Sauerstoff im trockenen Abgas (Rohgas).

Abbildung 32: Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen im Versuch (1) - LBT

Die CO-Konzentration erreichte im Messzeitraum bis zu 700 mg/m³N, besonders zwischen 11:30 Uhr bis 13:45 Uhr war eine steigende Tendenz zu beobachten.

Die Spitzenwerte der CO-Emission traten meistens dann auf, wenn der Ascheschieber Material aus der Brennmulde förderte. Die Brennstoffagglomerationen brachen bei der Austragung auf, dadurch traten kurzfristig vermehrt brennbare Gase aus, die zur Ausbildung unterstöchiometrischer Luft-Brennstoffverhältnisse in der Feuerung führten. Die Pulsfrequenz des Ascheschiebers wurde daraufhin um 14:00 Uhr erhöht.


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Ab diesem Zeitpunkt traten zwar häufigere, jedoch niedrigere CO-Spitzen auf, die Schwankungsbreite der NOx-Emissionen verringerte sich ebenfalls. Neben dem Aufbrechen der Brennstoffagglomerationen kam es auch durch Brennstoffmangel im Brennraum zu CO-Spitzen. Aufgrund der teilweisen Entmischung in der Förderschnecke befand sich unterschiedlich viel Pressrückstand und Holzhackschnitzel im Brennraum, was die hohe Schwankungsbreite der NOx- und CO-Emissionen zusätzlich beeinflusste.

Tabelle 15 zeigt die Mittelwerte der CO-, SO2-, NOx-, NO- und NO2-Emissionen bezogen auf 11 Vol.-% Sauerstoff im trockenen Abgas (Rohgas) und die Konzentration an Gesamtstaub. Die Werte für NH3 und HCl lagen außerhalb der Fehlertoleranz des Messgerätes und wurden nicht berücksichtigt.

Tabelle 15: Emissionswerte Versuch (1) - LBT

CO SO2 NOx NO NO2 Gesamtstaub

[mg/m³N] [mg/m³N] [mg/m³N] [mg/m³N] [mg/m³N] [mg/m³N]

187,4 56,0 802,2 490,4 50,3 115,8

Der durchschnittliche CO-Wert lag mit 187,4 mg/m³N unterhalb des geforderten Grenzwertes der TA-Luft von 250 mg/m³N. Dennoch traten im Feuerungsversuch durch ungleichmäßige Brennstoffzusammensetzung immer häufiger Spitzenwerte im CO-Verlauf auf, die über dem zulässigen Grenzwert lagen. Die NOx-Emissionen lagen mit 802,2 mg/m³N weit über dem geforderten Grenzwert von 500 mg/m³N. Anhand der Werte ist zu erkennen, dass die NOx-Emissionen hauptsächlich aus NO-Emissionen bestanden. Einen sehr niedrigen Wert wies die SO2-Konzentration mit 56 mg/m³N auf, eine Einstufung gegenüber der TA-Luft war aber nicht möglich. Im Versuch wurden zusätzlich noch drei Staubmessungen durchgeführt, die Staubkonzentration im Abgas lag bei 115,8 mg/m³N und damit mehr als doppelt so hoch wie der gesetzlich geforderte Wert von 50 mg/m³N.

► Versuch (2)

Um ein gleichmäßigeres Verbrennungsverhalten zu erzielen und die Fließeigenschaften des Brennstoffes zu verbessern, wurden im Versuch (2) die Holzhackschnitzel vor dem Mischen des Brennstoffes nochmals gehäckselt. Außerdem wurde der Brennstoff einen Tag vor dem Feuerungsversuch gemischt, um eine homogenere Verteilung der Feuchtigkeit zu erreichen. Tabelle 16 gibt die TS-Gehalte und Heizwerte für den Pressrückstand, die Holzhackschnitzel und das Brennstoffgemisch an.

Tabelle 16: TS-Gehalte und Heizwerte im Versuch (2) - LBT




Gemisch 72,4 13,3


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Der TS-Gehalt des Pressrückstands war mit 49,8 % um gut 1 % höher als im Versuch (1), das Massenverhältnis der Brennstoffkomponenten wurde mit 50:50 aber konstant gehalten. Der berechnete Heizwert der Brennstoffmischung betrug 13,3 MJ/kg und war damit ähnlich zu Versuch (1), Abbildung 33 zeigt das Brennstoffgemisch von Versuch (2).


Im Vergleich zu Versuch (1) sollte durch die Zerkleinerung der Holzhackschnitzel eine etwas homogenere Brennstoffmischung erzielt werden, um das Entmischungsverhalten bei der Beschickung der Muldenfeuerung zu verringern.

Abbildung 34 zeigt den Temperaturverlauf in der Brennmulde, im Vorofen, der Nachbrenn-kammer und im Rauchgas von 15:15 Uhr bis 20:45 Uhr für Versuch (2).



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Die Temperatur im Vorofen und der Nachbrennkammer lag bei 750 °C, im Vergleich zum Versuch (1) wurde ein stabilerer Verlauf festgestellt. Zwar kam es auch in Versuch (2) zu Temperatureinbrüchen aufgrund von Brennstoffmangel, diese fielen aber deutlich geringer aus als in Versuch (1).

Da die Holzhackschnitzel nochmals gehäckselt wurden, war ihre Stückigkeit feiner. Die Holzhackschnitzel boten somit mehr Oberfläche, um die Feuchtigkeit des Pressrückstands aufzunehmen. In Versuch (2) wurde daher auch ein geringeres Entmischungsverhalten in der Stokerschnecke festgestellt. Es kam zwar immer noch zur Bildung von Feststoffbrücken im Trichter, jedoch fiel das Material lockerer in sich zusammen als in Versuch (1).

Nach dem Feuerungsversuch wurden wieder Ascheproben aus der Feuerung entnommen. Der Anteil an Flugasche war ähnlich hoch wie bei Versuch (1). Im Aschekasten befanden sich erneut verkohlte und unvollständig verbrannte Holzhackschnitzel, jedoch waren diese kleiner. Die Ascheprobe aus dem Brennraum direkt vor dem Ascheschieber war wieder leicht rötlich, es befanden sich auch wieder unvollständig umgesetzte Brennstoffagglomerationen darin.

Das stabilere Verbrennungsverhalten im Vergleich zu Versuch (1) ist hauptsächlich auf die verbesserte Fließfähigkeit des Brennstoffes und die homogenere Feuchtigkeitsverteilung zurückzuführen. Dies spiegelte sich auch bei den Emissionen wieder, der Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen in Versuch (2) ist in Abbildung 35 dargestellt.


Da sich der Wassergehalt des Brennstoffgemisches kaum zu Versuch (1) unterschied, war die Flamme ähnlich trüb. Bei diesem Versuch fiel der Brennstoff im Brennraum aber lockerer auseinander und bot der Verbrennungsluft mehr Reaktionsoberfläche.


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Die Einschubzeit des Brennstoffes und die Pulsfrequenz des Ascheschiebers wurden aus Versuch (1) beibehalten.

Auffällig ist der geringere Grundpegel der NOx-Werte, die im Mittel 604 mg/m³N betrugen. Die CO-Werte befanden sich mit 116,2 mg/m³N ebenfalls auf einem geringeren Niveau als bei Versuch (1). Mit Ausnahme von zwei größeren Spitzenwerten um 19:30 Uhr und 20:30 Uhr war die Schwankungsbreite der CO-Emissionen sehr gering. Die beiden CO-Spitzen konnten auf Brennstoffmangel in der Feuerung durch erneute Brückenbildung im Trichter zurückgeführt werden.

Tabelle 17 zeigt die Emissionen, bezogen auf 11 Vol.-% Sauerstoff im trockenen Abgas (Rohgas). Die HCl- und NH3-Werte lagen unterhalb der Messtoleranz des Analysegerätes und wurden nicht berücksichtigt.




116,2 112,5 604,1 383,3 16,4 82

Mit 116,2 mg/m³N lag der mittlere CO-Wert unterhalb des geforderten Grenzwerts der TA-Luft von 250 mg/m³N. Im Vergleich zu Versuch (1) wurde aber ein Rückgang des CO-Werts um fast 40 % gemessen. Zudem stellten sich seltener CO-Spitzenwerte ein, die oberhalb des Grenzwerts lagen. Ein deutlicher Rückgang ergab sich bei den NOx-Emissionen, hier wurde eine Reduktion um ca. 15 % auf 604 mg/m³N erzielt. Ähnlich wie bei Versuch (1) war der NO-Gehalt maßgeblich für die NOx-Emissionen verantwortlich. Trotzdem konnte der Grenzwert der TA-Luft für NOx nicht eingehalten werden. Die SO2-Konzentration war mit 112 mg/m³N doppelt so hoch wie bei Versuch (1). Die Staubkonzentration konnte auf 82 mg/m³N gesenkt werden, lag aber immer noch oberhalb des geforderten Grenzwerts von 50 mg/m³N.

► Versuch (3)

Im Versuch (3) wies der Pressrückstand nur einen TS-Gehalt von 41,1 % auf. Um einen vergleichbaren TS-Gehalt und Heizwert des Brennstoffgemisches wie in den ersten beiden Versuchen zu erhalten, wurde das Mischungsverhältnis angepasst. Dadurch erhöhte sich der Anteil der Holzhackschnitzel auf 60 %, der Anteil an Pressrückstand ging auf 40 % zurück. Das Mischen des Brennstoffes am Vortag mit feineren Holzhackschnitzeln aus Versuch (2) wurde beibehalten, Tabelle 18 zeigt die einzelnen Parameter.





Gemisch 73,4 13,4


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Aus dem Mischungsverhältnis ergab sich ein geringfügig höherer Heizwert von 13,4 MJ/kg, der TS-Gehalt war mit 73,4 % ähnlichen zu den beiden anderen Versuchen, Abbildung 36 zeigt die eingesetzte Brennstoffmischung.


In Versuch (3) wurde neben der Anpassung des Mischungsverhältnisses auch die Option der NOx-Reduzierung durch Absenken der Verbrennungsluft untersucht. Aufgrund technischer Probleme bei der Datenaufzeichnung stand der Temperaturverlauf nicht zur Verfügung, es konnten nur die Emissionswerte diskutiert werden. Abbildung 37 zeigt den Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen in Versuch (3) von 14:15 bis 19:00 Uhr.


Zu Beginn des Feuerungsversuchs kam es zu einer Anlagenstörung, die Werte wurden aber bei Auswertung der Versuche nicht berücksichtigt.


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Die Emissionen bewegten sich im gesamten Messzeitraum auf einem relativ konstanten Niveau. Vor allem der CO-Pegel lag mit 54 mg/m³N sehr niedrig, im Vergleich zu den beiden anderen Versuchen wurden auch deutlich weniger CO-Spitzen beobachtet. Auch die NOx-Schwankungsbreite fiel bei diesem Versuch geringer aus. Der Spitzenwert um 18:45 Uhr ist lediglich auf den Ausbau der Staubmesslanze zurückzuführen. Das Fließverhalten des Brennstoffgemisches war mit dem aus Versuch (2) vergleichbar.

Ab 16:15 Uhr wurde der Unterdruck im Brennraum verringert, um den Restsauerstoff im Abgas und gleichzeitig die NOx-Emissionen abzusenken. Jedoch konnte der gewünschte Effekt nicht erreicht werden. Aus diesem Grund wurde dann um 17:10 Uhr der Primär- und Sekundärluftvolumenstrom reduziert. Durch diese Maßnahme kam es zunächst zu einem Rückgang der NOx-Konzentration, die O2-Konzentration im Abgas blieb jedoch konstant. Im weiteren Verlauf erhöhten sich die NOx-Werte aber wieder. Da trotz einer Absenkung der Verbrennungsluft kein Rückgang der Sauerstoffwerte im Abgas zu verzeichnen war, wurde davon ausgegangen, dass über die Stokerschnecke Falschluft gezogen wurde.

In Tabelle 19 sind die Emissionen, bezogen auf 11 Vol.-% Sauerstoff im trockenen Abgas (Rohgas), dargestellt. Die HCl- und NH3-Werte waren erneut außerhalb der Messtoleranz des Analysegerätes und wurden nicht berücksichtigt.




54,0 42,9 656,0 404,8 35,4 77,5

Bei diesem Versuch traten kaum CO-Spitzenwerte auf, die über dem Grenzwert der TA-Luft von 250 mg/m³N lagen. Der mittlere CO-Wert des Versuches lag mit 54 mg/m³N unter dem Grenzwert und wurde im Vergleich zu den beiden anderen Versuchen am stärksten gesenkt. Bei den NOx-Werten konnte im Vergleich zu Versuch (2) keine Verbesserung erzielt werden, mit 656 mg/m³N wurde ein ähnliches Ergebnis erzielt. Der Grenzwert von 500 mg/m³N konnte auch bei Versuch (3) nicht eingehalten werden. Im Versuch erfolgten fünf Staubmessungen, die Staubkonzentration im Abgas war mit 77,5 mg/m³N aber deutlich höher als der Grenzwert der TA-Luft mit 50 mg/m³N. Die SO2-Konzentration sank aber wieder deutlich auf 43 mg/m³N ab und war fast 70 % geringer als in Versuch (2).

Nach dem Feuerungsversuch wurden wieder Ascheproben aus der Feuerung entnommen. Der Anteil an Flugasche war nahezu unverändert zu den ersten beiden Versuchen. Die Probe aus dem Aschekasten wies ähnlich wie Versuch (2) noch verkohlte Holzhackschnitzel auf. Allerdings wurden in der Probe aus der Brennmulde vor dem Ascheschieber weniger und kleinere Brennstoffagglomerationen gefunden. Der Funkenflug und das Flammenbild waren trotz des höheren Anteils an Holzhackschnitzeln vergleichbar mit den beiden anderen Versuchen.


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► Versuch (4)

Versuch (4) wurde mit LBT aus der Produktion von hellem Weizenbier durchgeführt. Das Braumalz setzt sich bei dieser Biersorte aus Gersten- und Weizenmalz zusammen, die genauen Massenanteile waren jedoch nicht bekannt. Das eingestellte Massenverhältnis von Pressrückstand und Holzhackschnitzeln war analog zu Versuch (1) und (2) wieder 50:50, Tabelle 20 zeigt die TS-Gehalte und Heizwerte der Brennstoffe.


Substanz Trockensubstanzgehalt [%] Heizwert [MJ/kg]



Gemisch 72,8 13,4

Der eingesetzte LBT konnte in diesem Versuch auf einen TS-Gehalt von 50,6 % entwässert werden. Anhand des Massenverhältnisses berechnete sich ein Heizwert von 13,4 MJ/kg bei einem TS-Gehalt von 72,8 % für das Brennstoffgemisch. Abbildung 38 zeigt das eingesetzte Brennstoffgemisch in Versuch (4).


In diesem Versuch wurde neben dem Verbrennungsverhalten von Weizenbiertreber auch die Möglichkeit der NOx-Reduzierung durch Absenkung der Verbrennungsluft untersucht.


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Abbildung 39 zeigt den Temperaturverlauf in der Brennmulde, im Vorofen, der Nachbrenn-kammer und im Rauchgas von 09:00 Uhr bis 15:15 Uhr für Versuch (4).


Aufgrund einer Anlagenstörung zwischen 10:15 bis 11:00 Uhr wurde dieser Zeitraum bei der Auswertung nicht berücksichtigt. Im Versuch konnte deutlich der Einfluss der Verminderung der Primär- und Sekundärluft auf den Temperaturverlauf beobachtet werden. Zwischen 11:00 bis 13:00 Uhr bewegte sich die Temperatur im Vorofen und der Nachbrennkammer bei 700 bis 800 °C. Mit dem weiteren Absenken der Primär- und Sekundärluft nach 13:00 Uhr stieg die mittlere Temperatur der Nachbrennkammer auf ca. 800 °C an. Die Temperaturwerte des Vorofens bewegten sich ab diesem Zeitpunkt zwischen 800 und 900 °C.

Das stabile Verbrennungsverhalten ließ sich auf die gute Homogenisierung der Feuchtigkeit und Fließfähigkeit des Brennstoffes zurückführen. Die Ascheproben wiesen aber kaum Unterschiede zu Versuch (2) und (3) auf. Im Aschekasten befanden sich wieder verkohlte Rückstände der Holzhackschnitzel, vor dem Ascheschieber wurden ebenfalls unvollständig verbrannte Brennstoffagglomerationen gefunden. Neben den Temperaturverläufen wurde der Einfluss der durchgeführten Primärmaßnahme hinsichtlich der entstandenen Emissionen ausgewertet.


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Abbildung 40 zeigt den Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen in Versuch (4) von 09:00 bis 15:15 Uhr.


Die Ausschläge der CO- und NOx-Werte im Bereich von 10:15 bis 11:00 Uhr waren durch eine Anlagenstörung bedingt und wurden bei der Bildung der Mittelwerte nicht berücksichtigt.

Erkennbar ist die geringe Schwankungsbreite der NOx-Werte, was auf einen stabilen Verbrennungsverlauf hindeutete. Dennoch war der Grundpegel der Stickstoffoxidemissionen höher als bei Versuch (2) und (3). Im Zeitraum von 11:00 bis 12:50 Uhr betrugen die durchschnittlichen NOx-Emissionen 857 mg/m³N. Durch die Reduzierung der Primär- und Sekundärluft ab 12:50 Uhr konnte jedoch eine Absenkung der NOx-Werte erzielt werden. Der Primärluftvolumenstrom wurde von 82,5 m³N/h auf 76,2 m³N/h und der Sekundärluft-volumenstrom von 36 m³N/h auf 30 m³N/h abgesenkt. Dies hatte einen Rückgang der NOx-Emissionen auf einen durchschnittlichen Wert von 734 mg/m³N zur Folge. Anders als bei Versuch (3) konnte aber gezeigt werden, dass durch Primärmaßnahmen die NOx-Werte gesenkt werden können. Damit wurde die Annahme bestätigt, dass bei Versuch (3) der Eintrag von Falschluft eine Absenkung verhinderte.

Mit Blick auf die CO-Konzentrationen zeigte sich ein unterschiedliches Bild zu den beiden Versuchen (2) und (3). Der CO-Wert lag mit 96,8 mg/m³N zwar fast doppelt so hoch wie in Versuch (2), aber unterhalb von Versuch (3). Zudem wurden kaum CO-Spitzen beobachtet, da der Brennstoff eine gute Fließfähigkeit aufwies und nur selten eine Brückenbildung im Zuführtrichter auftrat.


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In Tabelle 21 sind die Emissionsmittelwerte, bezogen auf 11 Vol.-% Sauerstoff im Rohgas (trocken), abgebildet. Die HCl- und NH3-Werte lagen auch hier unterhalb der Messtoleranz des Analysegerätes und wurden nicht berücksichtigt.




96,8 42,9 789 479 57,9 127,3

Im Vergleich zu Versuch (3) lag der CO-Gehalt mit 96,8 mg/m³N höher, trotzdem konnte aber von einem stabilen Verbrennungsverhalten ausgegangen werden. Allerdings konnte durch die Reduzierung der Verbrennungsluftströme die NOx-Emissionen reduziert werden. Grund hierfür war, dass weniger Falschluft über die Stokerschnecke gezogen wurde. Allerdings war der Grundpegel der NOx-Werte höher, was den höheren Mittelwert von 789 mg/m³N erklärte. Die SO2-Konzentration lag mit 43 mg/m³N in einem ähnlichen Bereich wie bei Versuch (3). Zur Analyse der Staubkonzentration wurden zwei Messungen durchgeführt, der gemessene Wert im Abgas lag mit 127,3 mg/m³N aber über dem Grenzwert von 50 mg/m³N.

5.4.4 Maischefiltertreber

Neben LBT-Pressrückstand wurden auch Feuerungsversuche mit MFT-Pressrückstand in Kombination mit Holzhackschnitzeln in der Muldenfeuerung durchgeführt. Im Unterschied zu LBT wurde mit MFT bei der mechanischen Entwässerung aber nur ein TS-Gehalt von 36,8 % erreicht. Um dennoch ähnliche TS-Gehalte und Heizwerte wie in den LBT-Versuchen zu erreichen, musste das Mischungsverhältnis angepasst werden. Hierzu wurde der gewählte Ansatz aus den LBT-Versuchen (2) und (3) verwendet.

► Versuch (1)

Das eingestellte Massenverhältnisse von Pressrückstand zu Holzhackschnitzeln lag dadurch bei 36:64 in Versuch (1), Tabelle 22 zeigt die TS-Gehalte und Heizwerte der Brennstoffe.

Tabelle 22: Trockensubstanzgehalte und Heizwerte Versuch (1) - MFT




Gemisch 74,0 13,5

Durch die Anpassung des Mischungsverhältnisses konnte im Brennstoffgemisch wieder ein Heizwert von 13,5 MJ/kg und ein TS-Gehalt von 74 % eingestellt werden. Damit waren die Feuerungsversuche mit MFT vergleichbar mit den LBT-Versuchen. Abbildung 41 zeigt das eingesetzte Brennstoffgemisch in Versuch (1) mit MFT-Pressrückstand.


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Abbildung 41: Brennstoffgemisch MFT-Pressrückstand und Holzhackschnitzel - Versuch (1)

Analog zu den Feuerungsversuchen mit LBT wurde zunächst wieder der Temperaturverlauf und im Anschluss das Emissionsverhalten ausgewertet und diskutiert.

Abbildung 42 zeigt den Temperaturverlauf im Vorofen, der Nachbrennkammer und im Rauchgas von 10:00 bis 17:30 Uhr für Versuch (1) mit MFT-Pressrückstand. Die Werte der Brennmulde standen aber aufgrund anlagentechnischer Probleme nicht zur Verfügung.

Abbildung 42: Temperaturverläufe Versuch (1) - MFT-Pressrückstand

Die Schwankungen in den Temperaturverläufen des Vorofens und der Nachbrennkammer waren eher gering. Im Zeitraum von 11:45 bis 13:00 Uhr war ein geringer Rückgang der Temperaturen zu erkennen, was auf einen kurzfristigen Brennstoffmangel zurückzuführen war. Ab 13:00 Uhr lagen die Mittelwerte beider Temperaturen aber wieder stabil zwischen 700 und 800 °C.


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Die Ascheprobe aus dem Aschekasten enthielt jedoch mehr verkohlte Holzhackschnitzel als in den LBT-Versuchen. Die Ascheprobe die direkt vor dem Ascheschieber entnommen wurde, war in ihrer Zusammensetzung aber wieder ähnlich wie in Versuch (3) mit LBT und wies nur wenige und kleine Brennstoffagglomerationen auf.

Insgesamt konnte aber trotz des niedrigen TS-Gehalts von 36,8 % im MFT-Pressrückstand ein stabiles Verbrennungsverhalten beobachtet werden. Dies resultierte jedoch vornehmlich aus dem hohen Massenanteil an Holzhackschnitzeln.

Abbildung 43 zeigt den Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen in Versuch (1) mit MFT-Pressrückstand von 11:45 bis 17:05 Uhr.

Abbildung 43: Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen im Versuch (1) - MFT

Auch mit Blick auf den Verlauf der Emissionen konnte das stabile Verbrennungsverhalten bestätigt werden. Die NOx-Werte unterlagen nur geringen Schwankungen, im Mittel ergaben sich NOx-Emissionen von 638 mg/m³N. Die CO-Werte verliefen zunächst stabil auf einem niedrigen Niveau. Zwischen 12:15 und 13:00 Uhr wurde eine steigende Tendenz der CO-Konzentration verzeichnet. Dies resultierte aus einem kurzfristigen Brennstoffmangel, ab 13:00 Uhr sank der CO-Wert jedoch wieder ab und blieb im Weiteren stabil bei 68,4 mg/m³N.


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In Tabelle 23 sind die Emissionsmittelwerte, bezogen auf 11 Vol.-% Sauerstoff im trockenen Abgas (Rohgas), abgebildet. Die HCl- und NH3-Werte wurden nicht berücksichtigt und lagen unterhalb der Messtoleranz des Analysegerätes.

Tabelle 23: Emissionswerte Versuch (1) - MFT



68,4 32,5 638 369,5 71,6 50,6

Die mittlere CO-Konzentration war mit 68 mg/m³N ähnlich niedrig wie bei Versuch (3) mit LBT, auch hier konnte der geforderte Grenzwert der TA-Luft eingehalten werden. Mit Blick auf die NOx-Werte konnte in diesem Versuch mit 638 mg/m³N die geringste Konzentration gemessen werden, allerdings wurde auch hier der Grenzwert von 500 mg/m³N überschritten. Die SO2-Konzentration war im Vergleich zu den LBT-Versuchen mit 33 mg/m³N sehr gering. Ein wesentlicher Unterschied wurde bei der Staubkonzentration festgestellt, aus den fünf Messungen ergab sich ein Mittelwert von 51 mg/m³N. Damit wurde erstmals der Grenzwert von 50 mg/m³N erreicht. Durch die Anpassung der Massenverhältnisse konnte damit auch bei sehr niedrigen TS-Gehalten im Pressrückstand (36,8 %) ein stabiles Verbrennungsverhalten nachgewiesen werden.

► Versuch (2)

Im Versuch (2) wurde MFT-Pressrückstand aus der gleichen Kampagne wie in Versuch (1) verwendet, der TS-Gehalt betrug 36,8 %. Ausgehend von dem guten Ergebnis aus Versuch (1) wurde das Mischungsverhältnis auf 40 % Pressrückstand zu 60 % Holzhack-schnitzel erhöht, Tabelle 24 gibt die Brennstoffparameter an. Damit sollte geprüft werden, wie sich eine Reduzierung des Heizwerts auf das Verbrennungsverhalten auswirkt.

Tabelle 24: Trockensubstanzgehalte und Heizwerte Versuch (2) - MFT




Gemisch 71,7 13,1

Durch die Erhöhung des MFT-Pressrückstand Massenanteils auf 40 % reduzierten sich der Heizwert im Brennstoffgemisch auf 13,1 MJ/kg und der TS-Gehalt auf 71,7 %. Abbildung 44 zeigt das eingesetzte Brennstoffgemisch für Versuch (2).


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Abbildung 44: Brennstoffgemisch MFT-Pressrückstand und Holzhackschnitzel - Versuch (2)

Abbildung 45 zeigt den Temperaturverlauf im Vorofen, der Nachbrennkammer und im Rauchgas von 10:00 bis 15:00 Uhr für Versuch (2) mit MFT-Pressrückstand. Die Werte der Brennmulde standen aber aufgrund anlagentechnischer Probleme nicht zur Verfügung.

Abbildung 45: Temperaturverläufe Versuch (2) - MFT-Pressrückstand

Der Verlauf der Temperaturen im Vorofen und in der Nachbrennkammer war sehr konstant. Im Vorofen wurde ein Mittelwert von etwa 800 °C, in der Nachbrennkammer von ca. 750 °C gemessen.

Damit wurde trotz eines geringeren Heizwerts ein stabiles Verbrennungsverhalten erzielt, zudem kam es auch kaum zu einem Brennstoffmangel aufgrund von Brückenbildung im Zuführtrichter. Dies bestätigte auf die gute Fließeigenschaft der Brennstoffmischung, obwohl sich in diesem Versuch 4 % mehr Pressrückstand in der Brennstoffmischung befanden als im Vorversuch.


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Auch bei den Ascheproben gab es so gut wie keine Unterschiede zu Versuch (1) mit Maischefiltertreber, jedoch wurden erneut mehr verkohlte Holzhackschnitzel im Aschekasten gefunden als in den beiden LBT-Versuchen (2) und (3). Trotzdem kann von einem guten Ausbrandverhalten ausgegangen werden, was der stabile Temperaturverlauf zeigte.

Auch anhand des Emissionsverlaufes waren kaum Unterschiede gegenüber Versuch (1) zu erkennen. Abbildung 46 zeigt den Verlauf der CO-, NOx- und CO2-Emissionen in Versuch (2) mit MFT-Pressrückstand von 10:00 bis 15:00 Uhr.

Abbildung 46: Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen im Versuch (2) - MFT

Die CO-Werte verliefen in diesem Versuch sehr konstant. Im Vergleich zu Versuch (1) wurde im Mittel mit 41 mg/m³N eine niedrigere Konzentration gemessen, obwohl der Anteil an MFT-Pressrückstand höher war. Die beiden Ausschläge um 13:15 und 14:15 Uhr waren auf die Bewegung des Ascheschiebers zurückzuführen.

Auch im Hinblick auf die NOx-Konzentrationen konnte keine Abweichung gegenüber Versuch (1) beobachtet werden, im Durchschnitt bewegten sich die Werte um die 600 mg/m³N. Der sprunghafte Anstieg um 13:50 Uhr entstand durch den Ausbau einer Staubmesslanze im Abgassystem. Die SO2-Konzentration stand aufgrund technischer Probleme bei der Datenarchivierung nicht zur Verfügung.

Einen Überblick über die erhaltenen Emissionswerte, bezogen auf 11 Vol.-% Sauerstoff im trockenen Abgas (Rohgas), zeigt Tabelle 25. Auch hier wurden die HCl- und NH3-Werte nicht berücksichtigt.


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Tabelle 25: Emissionswerte Versuch (2) - MFT

CO NOx NO NO2 Gesamtstaub

[mg/m³N] [mg/m³N] [mg/m³N] [mg/m³N] [mg/m³N]

41,2 644 379,9 62 56

Im Vergleich zu Versuch (1) wurde ein Rückgang der CO-Werte auf 41 mg/m³N festgestellt, da aufgrund der guten Fließfähigkeit des Brennstoffgemisches kaum Entmischungen in der Zuführschnecke bzw. Brennstoffmangel auftraten. Die CO-Werte blieben über den ganzen Versuchszeitraum hinweg unterhalb des Grenzwertes der TA-Luft von 250 mg/m³N.

Bei den NOx-Emissionen konnte auch in diesem Versuch der Grenzwert von 500 mg/m³N nicht unterschritten werden. Der NOx-Wert lag mit 644 mg/m³N aber trotz des höheren Anteils an MFT-Pressrückstand in einem ähnlichen Bereich wie im Versuch (1).

In Bezug auf den Anteil an Gesamtstaub konnte das gute Ergebnis aus Versuch (1) bestätigt werden, die vier Staubmessungen ergaben eine Staubkonzentration von 56 mg/m³N. Damit wurde der Grenzwert von 50 mg/m³N nur geringfügig überschritten.

5.4.5 Beurteilung der thermischen Verwertbarkeit

Die Versuche mit LBT- und MFT-Pressrückstand als Mischbrennstoff mit Holzhackschnitzeln werden im Folgenden nochmals kurz miteinander verglichen und diskutiert. In Abbildung 47 zeigt die Mittelwerte für CO, NOx und Gesamtstaub aus den Feuerungsversuchen von LBT- und MFT-Pressrückstand mit Holzhackschnitzeln.

Abbildung 47: Beurteilung der Emissionen für die einzelnen Feuerungsversuche mit LBT und MFT


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Bei der thermischen Verwertung von LBT- und MFT-Pressrückstand als Mischbrennstoff mit Holzhackschnitzeln konnte für alle Versuche ein stabiles Verbrennungsverhalten erreicht werden. Hinsichtlich der emissionsrechtlichen Vorgaben ergab sich jedoch ein differenziertes Bild. Im Fall der CO-Emissionen konnte der Grenzwert gemäß TA Luft von 250 mg/m³N in jedem einzelnen Versuch eingehalten werden. Im Gegensatz dazu konnte aber bei den NOx-Emissionen der Grenzwert von 500 mg/m³N in keinem Versuch erreicht werden. Allerdings konnte in den Versuchen gezeigt werden, dass anhand einer gezielten Reduzierung der Verbrennungsluft die NOx-Emissionen abgesenkt werden können. Bei den Staubemissionen wurde der Grenzwert von 50 mg/m³N nur in den Versuchen mit MFT nicht überschritten, was aber auf den höheren Massenanteil der Holzhackschnitzel zurückgeführt wurde.

Ein wichtiger Aspekt in Bezug auf das Verbrennungs- und Emissionsverhalten war die eingesetzte Größenklasse der Holzhackschnitzel. Aufgrund der geringen Partikelgröße des Pressrückstands kam es im Versuch (1) mit Holzhackschnitzeln der Größenklasse (G50) zu starken Entmischungen bei der Beschickung der Feuerungsanlage. Durch eine weitere Zerkleinerung der Holzhackschnitzel konnte die Entmischung deutlich reduziert und das Fließverhalten verbessert werden. Durch diese Maßnahme konnte eine starke Reduzierung der CO- und NOx-Spitzen erreicht werden.

In den Versuchen konnte auch gezeigt werden, dass die Aufbereitung des Braumalzes im Brauprozess keinen signifikanten Einfluss auf die verbrennungstechnischen Eigenschaften hatte. Dies konnte anhand von Versuch (3) mit LBT und Versuch (2) mit MFT nachgewiesen werden, da das Mischungsverhältnis mit Holzhackschnitzeln in beiden Versuchen identisch war. Sowohl der LBT als auch der MFT stammte hier aus der Erzeugung von hellem Vollbier. Mit Blick auf die Emissionswerte konnte aber faktisch kein Unterschied festgestellt werden.

Vielmehr zeigte sich, dass die Zusammensetzung von LBT bei der Herstellung von hellem Weizenbier im Unterschied zu hellem Vollbier einen deutlich größeren Einfluss auf das Emissionsverhalten hatte. LBT aus Weizenbier besteht aus Gersten- und Weizenmalz, LBT aus hellem Vollbier hingegen nur aus Gerstenmalz. Beim Einsatz von LBT aus Weizenbier wurde ein höheres Niveau an NOx- und Staubemissionen gemessen als bei LBT der nur aus Gerstenmalz besteht. Dieser Aspekt konnte anhand von Versuch (2) und (4) gut nachgestellt werden. In beiden Versuchen bestand das Brennstoffgemisch aus 50 % Pressrückstand und 50 % Holzhackschnitzeln, der TS-Gehalt des Pressrückstands war in beiden Fällen 50 %.


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6 THG-Einsparpotenzial

Auf der dritten Vertragsstaatenkonferenz in Kyoto 1997 wurden erstmals rechtsverbindliche Begrenzungs- und Reduktionsverpflichtungen für Treibhausgasemissionen für die Industrieländer festgelegt. Nach dem Kyoto-Protokoll müssen die Industrieländer ihre Emissionen der sechs Treibhausgase Kohlendioxid (CO2), Methan (CH4), Distickstoffoxid (N2O), Fluorkohlenwasserstoffe (HFKW), Perfluorkohlenwasserstoffe (PFKW) und Schwefel-hexafluorid (SF6) reduzieren und regelmäßig berichten.

Im Bereich der biologischen und thermischen Verwertung biogener Reststoffe wie Biertreber sind die relevanten Treibhausgase neben Kohlendioxid, Methan und Lachgas. Das Vermögen der einzelnen Treibhausgase, die von der Erdoberfläche reflektierte Sonnenstrahlung zu absorbieren und in Wärmestrahlung umzuwandeln, wird ausgehend vom Kohlendioxid in sogenannten CO2-Äquivalenten (CO2,äqu) angegeben. Emittiertes Methan weist demnach ein 25 mal größeres und Lachgas ein um den Faktor 298 größeres Potenzial zur Klimaerwärmung auf als Kohlendioxid, so dass bei diesen Gasen bereits vergleichsweise geringe Emissionen einen signifikanten Beitrag zum Klimawandel leisten. Die Klimarelevanz der einzelnen Treibhausgase ist in Tabelle 26 als Global Warming Potenzial (GWP) relativ zu CO2 dargestellt [IPCC 2007].

Tabelle 26: Treibhausgase mit dem zugehörigen Treibhausgaspotenzial [IPCC 2007]

THG GWP [CO2,äqu]

Kohlendioxid (CO2) 1

Methan (CH4) 25

Lachgas (N2O) 298

Im vorliegenden Fall soll das potenzielle THG-Einsparpotenzial durch energetische Nutzung von Biertreber abgeschätzt werden. Das Presswasser wird in einer Vergärungsanlage zu Biogas umgesetzt, der Pressrückstand in einer Feuerungsanlage.

Zur Bilanzierung wurde eine Brauerei mit einem Bierausstoß von 100.000 hl/a angesetzt, da pro hl Bier etwa 20 kgFM Biertreber anfallen, berechnet sich eine theoretisch verfügbare Gesamtmenge von 2.000 MgFM pro Jahr.

Zur Berechnung wurden die Ergebnisse für die Entwässerung von Läuterbottichtreber (LBT) mit Konfiguration (3) verwendet, da LBT hauptsächlich in kleineren und mittleren Brauereien anfällt. Die eingesetzte Biertrebermenge wurde zu 25 % in den Pressrückstand überführt, die anderen 75 % entfielen auf das Presswasser.

Nachfolgend werden zwei Varianten berechnet, in Variante (1) wird die Biertrebermenge zu 100 % energetisch verwertet, in Variante (2) lediglich zu 50 %. Damit wird in Variante (2) berücksichtigt, dass 50 % der Biertrebermenge als Futtermittel verwendet werden können.

Zuerst wird die Bilanzierung für die thermische Verwertung des Pressrückstands diskutiert, anschließend die biologische Verwertung des Presswassers.


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► Thermische Verwertung Pressrückstand

Um das THG-Einsparpotenzial abschätzen zu können, musste zunächst eine Energiebilanz aufgestellt werden. Tabelle 27 zeigt die Energiebilanz für die thermische Verwertung des Pressrückstands.

Tabelle 27: Energiebilanz für die thermische Verwertung von Pressrückstand

Parameter Einheit Variante (1) Variante (2)

Biertrebermenge - Gesamt [kgFM/a] 2.000.000 1.000.000

Anteil Pressrückstand nach Entwässerung [%] 25 25

Masse Pressrückstand [kgFM/a] 500.000 250.000

Hi Pressrückstand [kWh/kgFM] 2,1 2,1

Feuerungswärmeleistung (FWL) [kWh/a] 1.159.091 579.545

Wirkungsgrad [%] 89 89

Nennwärmeleistung (NWL) [kWh/a] 1.031.590 515.795

Spez. Elektroenergiebedarf Entwässerung [kWh/MgFM] 70 70

Energiebedarf Entwässerung [kWh/a] 140.000 70.000

Energiebilanz [kWh/a] 891.591 445.795

In Variante (1) stehen 500.000 kgFM Pressrückstand pro Jahr zur thermischen Verwertung zur Verfügung. Mit einem Heizwert von 2,1 kWh/kgFM berechnet sich eine FWL von 1.160 MWh/a, unter Berücksichtigung des Wirkungsgrads ergibt sich eine NWL von 1.031 MWh/a. Für den Elektroenergiebedarf zur mechanischen Entwässerung werden 140 MWh/a benötigt. In Summe könnten damit 892 MWh/a an thermischer Leistung durch die thermische Verwertung des Pressrückstandes gewonnen werden. Aktuell erfolgt die Wärmeversorgung in Brauereien vor allem durch Heizöl EL, bei einem Heizwert von 10 kWh/l könnten in Variante (1) damit ca. 89.200 l pro Jahr eingespart werden.

Werden nur 50 % der theoretisch verfügbaren Biertrebermenge für die energetische Nutzung eingesetzt, wie in Variante (2) unterstellt, kann in Summe pro Jahr 446 MWh an thermischer Leistung bereitgestellt werden. Dies entspricht einer Heizöl-Einsparung von 44.500 l/a.

Anhand der Energiebilanz wurden die potenziellen THG-Einsparpotenziale berechnet, für die Wärmebereitstellung wurde dazu der spezifische CO2-Ausstoß (Wärme-Mix) gemäß Literatur angesetzt. Für die mechanische Entwässerung wurde der Elektroenergiebedarf berechnet und mittels des spezifischen CO2-Ausstoss (Strom-Mix) die damit verbundene THG-Emission berechnet.

Im Unterschied zu anderen biogenen Einsatzstoffen handelt es sich bei Biertreber um einen biogenen Reststoff der als Nebenprodukt im Brauprozess anfällt. THG-Emissionen die beim Anbau, bei der Ernte oder bei der Aufbereitung von Nachwachsenden Rohstoffen entstehen, entfallen daher und wurden in der THG-Bilanzierung nicht angesetzt.


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Tabelle 28 zeigt die THG-Bilanz für die Varianten (1) und (2) bei der thermischen Verwertung des Pressrückstands.

Tabelle 28: THG-Einsparpotenzial bei der thermischen Verwertung von Pressrückstand


Nennwärmeleistung [kWh/a] 1.031.590 515.795

Spez. CO2-Ausstoß Wärme-Mix [gCO2-Äq/kWh] 343 343

THG-Gutschrift Wärme [kgCO2-Äq/a] - 353.836 - 176.918

Energiebedarf Entwässerung [kWh/a] 140.000 70.000

Spez. CO2-Ausstoß Strom-Mix [gCO2-Äq/kWh] 570 570

THG-Emission Entwässerung [kgCO2-Äq/a] 79.800 39.900

THG-Bilanz [kgCO2-Äq/a] - 274.036 - 137.018

In Variante (1) ergibt sich durch die Bereitstellung von Wärme eine THG-Gutschrift von 354 MgCO2-Äq pro Jahr, berücksichtigt man aber die entstehenden THG-Emissionen bei der Entwässerung von 80 MgCO2-Äq pro Jahr, ergibt sich in Summe eine THG-Einsparung von 274 MgCO2-Äq pro Jahr. Bei Variante (2) reduzieren sich die THG-Gutschrift durch die Bereitstellung von Wärme auf 177 MgCO2-Äq und die THG-Emission auf 40 MgCO2-Äq pro Jahr. Damit berechnet sich in Summe eine THG-Einsparung von 137 MgCO2-Äq pro Jahr.

Allerdings muss bei Variante (1) berücksichtigt werden, dass der anfallende Biertreber nicht mehr als Futtermittel zur Verfügung steht. Wird dieser Anteil zum Beispiel durch importierte Soja-Futtermittel ersetzt, müsste hierfür ebenfalls eine THG-Bilanz erstellt werden. Damit würde sich das THG-Einsparpotenzial reduzieren. Da jedoch die Abgabe von Biertreber als Futtermittel von Brauerei zu Brauerei sehr unterschiedlich sein kann, wurde dieser Aspekt in der THG-Bilanzierung nicht berücksichtigt. Um dem Sachverhalt aber Rechnung zu tragen, wurden in Variante (2) nur 50 % der Biertrebermenge zur energetischen Nutzung angesetzt.

► Biologische Verwertung Presswasser

Analog zur thermischen Verwertung wurde für die biologische Verwertung des Presswassers eine Energiebilanz aufgestellt. Das Presswasser wird zu Biogas vergärt, anschließend erfolgt eine Verstromung in einem BHKW. Der Elektroenergiebedarf zur Entwässerung wurde bereits bei der thermischen Verwertung berücksichtigt. Tabelle 29 zeigt die Energiebilanz bei der biologischen Verwertung des Presswassers.


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Tabelle 29: Energiebilanz für die biologische Verwertung von Presswasser


Biertrebermenge - Gesamt [kgFM/a] 2.000.000 1.000.000

Anteil Presswasser nach Entwässerung [%] 75 75

Masse Presswasser [kgFM/a] 1.500.000 750.000

oTS-Gehalt [%] 6,3 6,3

Spez. Biogasertrag Presswasser [lN/kgoTS] 725 725

Biogasertrag [m3N/a] 65.938 32.969

Methangehalt [Vol.-%] 58 58

Hi Methan [kWh/m3] 10 10

Elektrischer Wirkungsgrad BHKW [%] 39 39

Thermischer Wirkungsgrad BHKW [%] 43 43

Wärmenutzungsgrad [%] 50 50

Eigenstrombedarf [%] 15 15

Stromerzeugung [kWh/a] 126.779 63.390

Wärmeerzeugung [kWh/a] 82.225 41.113

Bei der biologischen Verwertung steht in Variante (1) etwa 1.500.000 kgFM Presswasser zur Verfügung, berücksichtigt man den Organikanteil (oTS) und den spezifischen Biogasertrag von 725 lN/kgoTS, berechnet sich hieraus ein Biogasertrag von 65.938 m3

N pro Jahr. Der Methangehalt wurde mit 58 Vol.-% angesetzt, der Wert orientierte sich am Literaturwert für Biertreber [LFL 2011]. Das Biogas wird anschließend in einem BHKW verstromt, unter Berücksichtigung eines Eigenstrombedarfs von 15 % könnten demnach 127 MWh/a Strom gewonnen werden. Im Wärmenutzungsgrad von 50 % wurde bereits der Eigenwärmebedarf verrechnet, demnach könnte durch KWK-Nutzung zusätzlich noch 82 MWh Wärme pro Jahr erzeugt werden.

In Variante (2) reduziert sich der Biogasertrag auf 32.969 m3N pro Jahr, die Kenndaten des

BHKW wurden aber konstant gehalten. Damit könnten 63 MWh Strom und 41 MWh Wärme pro Jahr durch die Biogasproduktion erzeugt werden.

Durch die Verstromung des Biogases könnte der Elektroenergiebedarf für die mechanische Entwässerung in Variante (1) komplett gedeckt werden, es würde sogar eine überschüssige Strommenge zur Verfügung stehen. Mit Variante (2) könnte die mechanische Entwässerung fast energieneutral betrieben werden. Prinzipiell könnte das Biogas auch direkt in einem Heizkessel zur Abdeckung der Wärmespitzenlast eingesetzt werden.

Anhand der Energiebilanz wurden wieder potenziellen THG-Einsparpotenziale berechnet, für die Wärme wurde der spezifische CO2-Ausstoß (Wärme-Mix) und für Strom der spezifische CO2-Ausstoss (Strom-Mix) gemäß Literatur angesetzt. Tabelle 30 zeigt die THG-Bilanz für die Varianten (1) und (2) bei der biologischen Verwertung des Presswassers zu Biogas.


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Tabelle 30: THG-Einsparpotenzial bei der biologischen Verwertung von Presswasser


Stromerzeugung [kWh/a] 126.779 63.390

Spez. CO2-Ausstoß Strom-Mix [gCO2-Äq/kWh] 570 570

Wärmeerzeugung [kWh/a] 82.225 41.113

Spez. CO2-Ausstoß Wärme-Mix [gCO2-Äq/kWh] 343 343

THG-Bilanz (Strom) [kgCO2-Äq/a] - 72.264 - 36.132

THG-Bilanz (Wärme) [kgCO2-Äq/a] - 28.203 - 14.102

Mit Variante (1) kann durch die Biogas-Verstromung eine THG-Gutschrift von 72 MgCO2-Äq pro Jahr erzielt werden, die erzeugte Wärme ergibt zusätzlich noch eine THG-Gutschrift von 28 MgCO2-Äq pro Jahr. In Variante (2) beträgt die THG-Gutschrift für Strom 36 MgCO2-Äq pro Jahr und für Wärme 14 MgCO2-Äq pro Jahr.

Abbildung 48 zeigt die potenziellen THG-Einsparungen für die Varianten (1) und (2), für die thermische Verwertung und die biologische Verwertung.

Abbildung 48: THG-Einsparpotenziale für die thermische und biologische Verwertung im Vergleich zum Referenzsystem

Die Abschätzung der THG-Einsparpotenziale bezog sich jedoch nur auf die energetische Verwertung von Biertreber. Allerdings ist die Biertreberverbrennung nur in Kombination mit einer Biomassefeuerung sowohl aus energetischer als auch wirtschaftlicher Sicht sinnvoll. Die energetische Nutzung von Biertreber ist damit gleichzeitig eine Stimulanz, Biomasse als Energieträger in Brauereien einzusetzen. Damit könnte die Wärmeversorgung einer Brauerei nahezu vollständig regenerativ erfolgen. Die damit verbundenen THG-Einsparungen, zum Beispiel durch den Einsatz von Holzhackschnitzeln, wurden aber nicht betrachtet.


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7 Wirtschaftlichkeitsabschätzung

Ein wesentlicher Bestandteil zur Umsetzung regenerativer Wärmekonzepte in Brauereien ist die wirtschaftliche Machbarkeit. Mit der folgenden Abschätzung sollen prinzipielle Aussagen zur Realisierbarkeit getroffen werden. Analog zur THG-Bilanzierung werden nachfolgend die beiden Varianten (1) und (2) betrachtet. In Variante (1) wird die jährlich anfallende Biertrebermenge zu 100 %, in Variante (2) lediglich zu 50 % energetisch verwertet. Die Annahmen wurden in Anlehnung an die Methodenharmonisierung für Vorhaben im Rahmen des BMU-Förderprogramms „Energetische Biomassenutzung“ getroffen [DBFZ 2011].

7.1 Wärmebedarf – Brauerei

Zur Wirtschaftlichkeitsabschätzung muss in einem ersten Schritt der jährliche Wärmebedarf einer Brauerei berechnet werden, exemplarisch erfolgte dies für eine Brauerei mit einem Bierausstoß von 100.000 hl/a. Tabelle 31 zeigt die getroffenen Annahmen und den daraus abgeleiteten Wärmebedarf einer Brauerei.

Tabelle 31: Berechnung jährlicher Wärmebedarf einer Brauerei abhängig vom Bierausstoß

Parameter Einheit Variante (1)

Bierausstoß [hl/a] 100.000

Spezifischer Wärmebedarf [kWhth/hl] 33

Wärmebedarf - Gesamt [kWhth/a] 3.300.000

Anteil Wärmespitzenlast [%] 10

Wärmebedarf - Grundlast [kWhth/a] 2.970.000

Benutzungsstundenzahl [h/a] 5.000

Nennwärmeleistung (NWL) [kWth] 594

Wirkungsgrad Biomassefeuerung [%] 89

Feuerungswärmeleistung (FWL) [kWth] 667

Gemäß Literatur beträgt der spezifische Wärmebedarf einer Brauerei 33 kWh/hl, damit berechnet sich ein jährlicher Gesamtwärmebedarf von 3.300 MWh/a. Der Anteil der Wärmespitzenlast am Gesamtwärmebedarf wurde mit 10 % angesetzt, dieser Anteil kann durch eine Biomassefeuerung nicht abgedeckt werden. Damit ergibt sich ein Grundlastbedarf von 2.970 MWh/a, der zur Auslegung der Biomassefeuerung angesetzt wurde. Mit einer Benutzungsstundenzahl von 5.000 h/a berechnet sich eine NWL von 594 kWth, was bei einem Wirkungsgrad von 89 % einer FWL von 667 kWth entspricht. Hierbei handelt es sich jedoch nur um eine erste Abschätzung, zur exakten Auslegung der Biomassefeuerung muss eine geordnete Jahresdauerlinie angesetzt werden.

Gemäß Variante (1) und (2) zur thermischen Verwertung von Biertreber, können bereits 892 MWh/a bzw. 446 MWh/a durch Biertreber abgedeckt werden. Die Differenz zum gesamten Wärmebedarf der Brauerei ergibt dann den Anteil, der durch Holzhackschnitzel abgedeckt werden muss. Für Variante (1) berechnen sich hierfür 2.078 MWh/a und für Variante (2) 2.524 MWh/a.


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Anhand der beiden Zahlen wurde die jährliche Menge an Holzhackschnitzel berechnet. Holzhackschnitzel mit einem Wassergehalt von ca. 40 % weisen gemäß Literatur einen Heizwert von 2,8 kWh/kg auf. Hieraus ergibt sich eine Jahresmenge von 698 Mg/a für Variante (1) bzw. 884 Mg/a für Variante (2).

7.2 Randbedingungen

Für die Wirtschaftlichkeitsabschätzung wurden weiterhin folgende Annahmen getroffen, die im Folgenden separat für die Biomassefeuerung, die Biogasanlage und die mechanische Entwässerung dargestellt werden. Die Annahmen beziehen sich, so weit möglich, auf die Methodenharmonisierung für Vorhaben im Rahmen des BMU-Förderprogramms „Energetische Biomassenutzung“.

► Biomassefeuerung

Für die Biomassefeuerung wurden folgende Kennzahlen angesetzt:

Investitionskosten

Biomassefeuerung (schlüsselfertig) 450.000 Euro

Kapitalgebundene Kosten

Abschreibungsdauer: 20 Jahre

Kalkulatorischer Zinssatz: 8 %/a

Verbrauchsgebundene Kosten

Brennstoffverbrauch Holzhackschnitzel 150 (Var. 1) / 182 (Var. 2) kg/h

Spezifische Brennstoffkosten 75 €/Mg

Hilfsenergie: 3 % vom Brennstoffinput

Strompreis: 12 ct/kWh

Betriebsgebundene Kosten

Ansatz für Personalbedarf: 0,5 Personen/MWFWL

Spezifische Personalkosten: je 40.000 €/(a·Person)

Wartung / Instandhaltung: 2,0 % der Investitionskosten/a

Sonstige Kosten: 1,5 % der Investitionskosten/a

Aschegehalt: 1 % vom Brennstoff

Spezifische Kosten Ascheentsorgung: 80 €/Mg


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Erlöse

Ersparnis Heizöl: 75 €/MWh

Da der Wärmebedarf in Brauereien überwiegend mit Heizöl EL abgedeckt wird, wurde als Erlös der Preis für Heizöl EL angesetzt.

► Biogasanlage

Für die Biogasanlage wurden folgende Kennzahlen angesetzt:

Investitionskosten

Biogasanlage (schlüsselfertig) 125.000 (Var. 1) / 75.000 (Var. 2) Euro

Die Anlagengröße wurde mit 100 m3 (Var. 1) und 50 m3 (Var. 2) angesetzt, mit spezifischen Kosten von 1.000 €/m3. Die BHKW-Kosten wurde in beiden Fällen mit 25.000 € angesetzt.





Biomassebereitstellungskosten 0 €/Mg

Eigenenergiebedarf: 15 % der installierten Pel



Ansatz für Personalbedarf: 100 h/a

Spezifische Personalkosten: 50 €/h

Der Personalbedarf und die spezifischen Personalkosten wurden abgeschätzt.



Erlöse

Ersparnis Heizöl: 75 €/MWh

Stromverkauf: 12 ct/kWh

Da die Vergütung nach EEG unklar ist, wurde nur der Strompreis (Eigenbedarf) angesetzt.


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► Mechanische Entwässerungsanlage

Für die mechanische Entwässerungsanlage wurden folgende Kennzahlen angesetzt:

Investitionskosten

Schneckenpresse (schlüsselfertig) 200.000 Euro

Die Kosten wurden nach Rücksprache mit dem Projektpartner angesetzt und für beide Varianten konstant gehalten.





Eigenenergiebedarf: 70 kWh/Mg



Ansatz für Personalbedarf: 100 h/a

Spezifische Personalkosten: 50 €/h



► Zielgrößen

Amortisationszeit

Amortisationszeit = Investitionskosten / (Überschuss + Abschreibungen)

Wärmegestehungskosten

Wärmegestehungskosten = (Summe Kosten - Stromerlös) / Jahresarbeit thermisch

7.3 Wirtschaftlichkeitsabschätzung

Mit den zur Verfügung stehenden Rahmendaten, die auf Annahmen in Anlehnung an die Methodenharmonisierung [DBFZ 2011] beruhen, wird eine statische Investitionsrechnung basierend auf Kosten und Erträgen genutzt. Für die Wirtschaftlichkeitsabschätzung werden die beiden Varianten (1) und (2) betrachtet. Die Abschätzung wird zunächst einzeln für die Biomassefeuerung, die Biogasanlage und die mechanische Entwässerung dargestellt.


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Die Daten werden im Anschluss zusammengefasst und diskutiert, um die Amortisationszeit und die Wärmegestehungskosten für das Gesamtkonzept zu berechnen. Tabelle 32 zeigt die Wirtschaftlichkeitsabschätzung für die Biomassefeuerung.

Tabelle 32: Wirtschaftlichkeitsabschätzung Biomassefeuerung – Variante (1) und (2)


FWL [kWth] 667 667

NWL [kWth] 594 594

Brennstoffmassenstrom Holzhackschnitzel [kg/h] 150 182

Betriebsnutzungszahl [h/a] 5.000 5.000

Zinssatz [%] 8 8

Abschreibungsdauer [a] 20 20


Investitionskosten [€] 450.000 450.000

Kapitaldienst [€/a] 45.833 45.833


Brennstoffverbrauch Holzhackschnitzel [Mg/a] 748 909

Spezifische Brennstoffkosten [€/Mg] 75 75

Brennstoffkosten [€/a] 56.100 68.175

Strompreis (Eigenbedarf) [ct/kWh] 12.006 12.006

Summe verbrauchsgebundene Kosten [€/a] 68.106 80.181


Personalbedarf [Pers.] 0,33 0,33

Personalkosten [€/a] 13.340 13.340

Wartung/Instandhaltung [€/a] 9.000 9.000

Sonstige Kosten [€/a] 6.750 6.750

Ascheanfall [Mg/a] 27 19

Spezifische Entsorgungskosten [€/Mg] 80 80

Kosten Ascheentsorgung [€/a] 2.198 1.527

Summe betriebsgebundene Kosten [€/a] 31.288 30.617

Summe Kosten [€/a] 145.228 156.632

Erlöse

Abgegebene Jahresarbeit thermisch [MWh/a] 2.968 2.968

Kosten Heizöl [€/MWh] 75 75

Erlös Einsparung Heizöl [€/a] 222.611 222.611

Summe Erlöse [€/a] 222.611 222.611


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Tabelle 33 zeigt die Wirtschaftlichkeitsabschätzung für die Biogasanlage.

Tabelle 33: Wirtschaftlichkeitsabschätzung Biogasanlage – Variante (1) und (2)


Elektrische Leistung [kWel] 20 10

Betriebsnutzungszahl [h/a] 7.500 7.500

Zinssatz [%] 8 8













Summe Kosten [€/a] 24.807 16.614

Erlöse

Abgegebene Jahresarbeit elektrisch [MWh/a] 127 63

Abgegebene Jahresarbeit thermisch [MWh/a] 82 41

Kosten Heizöl [€/MWh] 75 75

Erlös Einsparung Heizöl [€/a] 6.167 3.083

Erlös aus Stromverkauf [€/a] 15.213 7.607

Summe Erlöse [€/a] 21.380 10.690


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Tabelle 34 zeigt die Wirtschaftlichkeitsabschätzung für die mechanische Entwässerung.

Tabelle 34: Wirtschaftlichkeitsabschätzung mechanische Entwässerung – Variante (1) und (2)


Durchsatz Biertreber [Mg/a] 2.000 1.000

Spezifischer Strombedarf [kWh/Mg] 70 70

Zinssatz [%] 8 8













Summe Kosten [€/a] 49.170 40.770


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Tabelle 35 zeigt die Wirtschaftlichkeitsabschätzung für das Gesamtkonzept.

Tabelle 35: Wirtschaftlichkeitsabschätzung Gesamtkonzept – Variante (1) und (2)


Abgegebene Jahresarbeit Thermisch - Gesamt [MWh/a] 3.050 3.009

Abgegebene Jahresarbeit Elektrisch - Gesamt [MWh/a] 127 63

Zinssatz [%] 8 8


Investitionskosten - Gesamt [€] 775.000 725.000

Kosten - Gesamt [€/a] 219.205 214.016

Erlöse Wärme - Gesamt [€/a] 228.778 225.695

Erlöse Strom - Gesamt [€/a] 15.213 7.607

Jährlicher Gewinn - Gesamt [€/a] 24.787 19.285

Amortisationszeit [a] 12,2 13,1

Wärmegestehungskosten [ct/kWh] 6,69 6,86

Anhand der durchgeführten Wirtschaftlichkeitsabschätzung für das Gesamtkonzept ergibt sich für Variante (1) mit einer kompletten energetischen Verwertung der jährlich anfallenden Biertrebermenge ein Gewinn von ca. 25.000 Euro pro Jahr. Die Amortisationszeit beträgt ca. 12 Jahr, die Wärmegestehungskosten belaufen sich auf 67 €/MWh.

In Variante (2) wurde unterstellt, dass nur 50 % der jährlich anfallenden Biertrebermenge energetisch verwertet wird, um weiterhin den Futtermittelmarkt bedienen zu können. Mittels der Wirtschaftlichkeitsabschätzung könnte dennoch ein Gewinn von ca. 20.000 Euro pro Jahr erzielt werden. Die Amortisationszeit von 13 Jahren ist ebenfalls nur geringfügig höher als in Variante (1), wie auch die Wärmegestehungskosten mit 69 €/MWh. Da davon auszugehen ist, dass weiterhin ein Teil der Biertrebermenge als Futtermittel abgegeben wird, weist Variante (2) einen höheren Praxisbezug auf als Variante (1).

Die Ergebnisse der Wirtschaftlichkeitsabschätzung zeigen, dass mit den zugrunde gelegten Randbedingungen ein wirtschaftlicher Betrieb prinzipiell möglich ist. Die wirtschaftliche Realisierbarkeit kann jedoch bereits von einzelnen Faktoren relativ stark beeinflusst werden. Dies betrifft zum einen die Anlagengröße der Biomassefeuerung, aber auch speziell die Kosten für die Biogasanlage die nur in einer ersten Näherung abgeschätzt wurden. Grund hierfür war, dass noch keine belastbaren Aussagen bezüglich des Biogasanlagenkonzepts getroffen werden können. Auch die Kosten für Heizöl EL können die Wirtschaftlichkeit des Gesamtkonzepts maßgeblich beeinflussen.


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8 Ausblick

Die im Forschungsvorhaben definierten Meilensteine zur mechanischen Entwässerung des Biertrebers auf TS-Gehalte ≥ 40 % sowie die anschließende biologische und thermische Verwertung des Presswassers bzw. Pressrückstands konnten alle erreicht werden.

Bei der biologischen Verwertung des Presswassers müssen als nächstes kontinuierliche Vergärungsversuche durchgeführt werden. Im Fokus stehen dabei die Auswahl eines geeigneten Reaktorsystems, die erzielbare Raumbelastung und Verweilzeit, der erreichbare Abbau der zugeführten Organik und Maßnahmen zur Biogasreinigung. Dies ist hinsichtlich der späteren Auslegung der Biogasanlage von großer Bedeutung. Zudem muss die Co-Vergärung mit Brauereiabwässern systematisch untersucht werden. Damit besteht die Möglichkeit, nicht nur Abwasserkosten einzusparen, sondern auch die noch im Abwasser enthaltene Organik zu Biogas umzusetzen.

Die thermische Verwertbarkeit des entwässerten Pressrückstands als Mischbrennstoff mit Holzhackschnitzeln konnte zwar bereits erfolgreich nachgewiesen werden, allerdings wurden die Versuche bisher nur an einer Muldenfeuerung durchgeführt. Da Biomassefeuerungen mit Holzhackschnitzeln in der Regel als Rostfeuerungen ausgeführt werden, müssen demnach noch weitere Untersuchungen durchgeführt werden. Dies betrifft vor allem die enstehenden Emissionen und die potenzielle Schlackenbildung durch Beimischung des Pressrückstands. Dies ist von zentraler Bedeutung für die großtechnische Umsetzung einer Biomasse-feuerung.

Die Aspekte sollen im Rahmen eines Demonstrationsvorhabens explizit untersucht werden. Bei einer erfolgreichen Umsetzung ist davon auszugehen, dass der Lösungsansatz von der Branche angenommen wird, da es bis jetzt keine sichere Lösung des Biertreberproblems gibt und gleichzeitig viele Brauereien über den Einsatz von Biomasse unter den Gesichtspunkten Nachhaltigkeit und Imagegewinn nachdenken.


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Literaturverzeichnis

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Abbildungsverzeichnis

Abbildung 1: Biochemische Fraktionen von Biertreber in Mass.-% TS und optimale energetische Verwertungsoptionen der verschiedenen Bestandteile ............... 8

Abbildung 2: Heizwert Biertreber abhängig vom Wassergehalt [verändert nach Kepplinger 2006] ............................................................................................. 11

Abbildung 3: Allgemeine Trocknungsvarianten [Kraume 2004] ........................................... 12

Abbildung 4: Bandpresse zur Entwässerung von Biertreber [Flottweg 2010] ...................... 13

Abbildung 5: Aufbau der Seiherschneckenpresse zur mechanischen Entwässerung ......... 23

Abbildung 6: Seiherkorb und Seiherstäbe ............................................................................ 24

Abbildung 7: Schneckenwelle mit Einzelbauteilen und Arbeitsbereichen ohne Pressraum ....................................................................................................... 25

Abbildung 8: Auflaufkonus am Austrittsende der Schneckenpresse .................................... 26

Abbildung 9: Batch-Gärtest im Labormaßstab ..................................................................... 27

Abbildung 10: Batch-Gärtestapparatur im Technikumsmaßstab ........................................... 28

Abbildung 11: Verfahrenstechnisches Schema (links) und Bild (rechts) der Muldenfeuerung .............................................................................................. 29

Abbildung 12: Visualisierung der Muldenfeuerung ................................................................. 30

Abbildung 13: Maischefiltertreber (links) und Läuterbottichtreber (rechts) ............................. 31

Abbildung 14: TS-Gehalt und Durchsatz für LBT-Pressrückstand - Konfiguration (1) ........... 33

Abbildung 15: TS-Gehalt und Durchsatz für LBT-Pressrückstand mit Detergenzien - Konfiguration (1) .............................................................................................. 34

Abbildung 16: TS-Gehalt und Durchsatz für MFT-Pressrückstand - Konfiguration (1) .......... 35




Abbildung 20: TS-Gehalt und Durchsatz für LBT-Pressrückstand mit Detergenzien - Konfiguration (3) .............................................................................................. 41

Abbildung 21: TS-Gehalt und Durchsatz für LBT-Pressrückstand mit Enzymen - Konfiguration (3) .............................................................................................. 42


Abbildung 23: Spezifischer Biogasertrag von Biertreber - Original ........................................ 51

Abbildung 24: Spezifischer Biogasertrag für LBT-Presswasser mit Konfiguration (1) und (3) ............................................................................................................. 52

Abbildung 25: Spezifischer Biogasertrag von LBT-Presswasser mit Detergenz (A),(B),(C) und (D) ........................................................................................... 53


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Abbildung 26: Spezifischer Biogasertrag für LBT-Presswasser mit Enzym (1) und (2) ......... 54

Abbildung 27: Spezifischer Biogasertrag für MFT-Presswasser mit Konfiguration (2) .......... 55

Abbildung 28: LBT-Pressrückstand (links) und MFT-Pressrückstand (rechts) ...................... 58

Abbildung 29: Holzhackschnitzel G50 (links) und gehäckselt (rechts) ................................... 59

Abbildung 30: Brennstoffgemisch LBT-Pressrückstand und Holzhackschnitzel - Versuch (1) ...................................................................................................... 60

Abbildung 31: Temperaturverläufe Versuch (1) - LBT-Pressrückstand ................................. 60

Abbildung 32: Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen im Versuch (1) - LBT ....... 61









Abbildung 41: Brennstoffgemisch MFT-Pressrückstand und Holzhackschnitzel - Versuch (1) ...................................................................................................... 72

Abbildung 42: Temperaturverläufe Versuch (1) - MFT-Pressrückstand ................................. 72

Abbildung 43: Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen im Versuch (1) - MFT ...... 73

Abbildung 44: Brennstoffgemisch MFT-Pressrückstand und Holzhackschnitzel - Versuch (2) ...................................................................................................... 75

Abbildung 45: Temperaturverläufe Versuch (2) - MFT-Pressrückstand ................................. 75

Abbildung 46: Verlauf der CO-, SO2-, NOx- und CO2-Emissionen im Versuch (2) - MFT ...... 76

Abbildung 47: Beurteilung der Emissionen für die einzelnen Feuerungsversuche mit LBT und MFT .................................................................................................. 77

Abbildung 48: THG-Einsparpotenziale für die thermische und biologische Verwertung im Vergleich zum Referenzsystem .................................................................. 83


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Tabellenverzeichnis

Tabelle 1: Analysenprogramm für den Frischtreber, den Pressrückstand und das Presswasser .................................................................................................... 18

Tabelle 2: Gaskomponenten, Messbereich und -prinzip des Multicomponenten-Analyser (MCA 04) .......................................................................................... 20

Tabelle 3: Charakterisierung von Maischefiltertreber und Läuterbottichtreber ................ 31

Tabelle 4: TS-Gehalte, Durchsatz und elektrischer Energiebedarf bei der mechanischen Entwässerung von LBT und MFT - Konfiguration (1) .............. 36

Tabelle 5: TS-Gehalte, Durchsatz und elektrischer Energiebedarf bei der mechanischen Entwässerung von LBT und MFT – Konfiguration (2) ............. 39

Tabelle 6: TS-Gehalte, Durchsatz und elektrischer Energiebedarf bei der mechanischen Entwässerung von LBT und MFT - Konfiguration (3) .............. 44

Tabelle 7: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für LBT - Konfiguration (1) ............ 45

Tabelle 8: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für LBT - Konfiguration (3) ............ 46

Tabelle 9: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für LBT mit Enzym (1) - Konfiguration (3) .............................................................................................. 47

Tabelle 10: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für LBT mit Enzym (2) - Konfiguration (3) .............................................................................................. 48

Tabelle 11: Charakterisierung der Fest-/Flüssigphase für MFT - Konfiguration (2) ........... 49

Tabelle 12: Emissionsgrenzwerte TA-Luft [BMU 2011b] ................................................... 57

Tabelle 13: Ergebnis der Elementaranalyse und der Heizwertbestimmung für LBT-Pressrückstand ............................................................................................... 58

Tabelle 14: Trockensubstanzgehalte und Heizwerte Versuch (1) - LBT ............................ 59

Tabelle 15: Emissionswerte Versuch (1) - LBT .................................................................. 62

Tabelle 16: TS-Gehalte und Heizwerte im Versuch (2) - LBT ............................................ 62






Tabelle 22: Trockensubstanzgehalte und Heizwerte Versuch (1) - MFT ........................... 71

Tabelle 23: Emissionswerte Versuch (1) - MFT ................................................................. 74

Tabelle 24: Trockensubstanzgehalte und Heizwerte Versuch (2) - MFT ........................... 74

Tabelle 25: Emissionswerte Versuch (2) - MFT ................................................................. 77


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Tabelle 26: Treibhausgase mit dem zugehörigen Treibhausgaspotenzial [IPCC 2007] ............................................................................................................... 79

Tabelle 27: Energiebilanz für die thermische Verwertung von Pressrückstand ................. 80

Tabelle 28: THG-Einsparpotenzial bei der thermischen Verwertung von Pressrückstand ............................................................................................... 81

Tabelle 29: Energiebilanz für die biologische Verwertung von Presswasser ..................... 82

Tabelle 30: THG-Einsparpotenzial bei der biologischen Verwertung von Presswasser .................................................................................................... 83

Tabelle 31: Berechnung jährlicher Wärmebedarf einer Brauerei abhängig vom Bierausstoß ..................................................................................................... 84

Tabelle 32: Wirtschaftlichkeitsabschätzung Biomassefeuerung – Variante (1) und (2) ..... 88

Tabelle 33: Wirtschaftlichkeitsabschätzung Biogasanlage – Variante (1) und (2) ............. 89

Tabelle 34: Wirtschaftlichkeitsabschätzung mechanische Entwässerung – Variante (1) und (2) ....................................................................................................... 90

Tabelle 35: Wirtschaftlichkeitsabschätzung Gesamtkonzept – Variante (1) und (2) .......... 91

Documents

Optimierte energetische Nutzung eines nassen Abfalls ... · 94318 Kitzingen Tel.: 09321 303-153 Fax: 09321 303-254 ... Zur Bilanzierung wurde eine Brauerei mit einem Bierausstoß