DE3881502T2

DE3881502T2 - Trennungsverfahren eines bestandteils mit hohem dampfdruck und/oder besondere bestandteile von einem bestandteil mit niedrigem dampfdruck.

Info

Publication number: DE3881502T2
Application number: DE8888121869T
Authority: DE
Inventors: Alan Tat-Yan Cheng
Original assignee: Praxair Technology Inc
Current assignee: Praxair Technology Inc
Priority date: 1987-12-30
Filing date: 1988-12-29
Publication date: 1993-09-23
Anticipated expiration: 2008-12-30
Also published as: ATE90005T1; KR890009444A; ES2040827T3; BR8806967A; EP0323646B1; US4861352A; CA1339617C; MX168329B; JPH01297105A; DE3881502D1; EP0323646A2; GR3008747T3; EP0323646A3; JPH0586242B2; KR930001596B1

Description

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum Abtrennen einer Komponente mit höherem Dampfdruck und/oder eines teilchenförmigen Stoffes von einer Komponente mit einem niedrigeren Dampfdruck in einem Fluidgemisch, z.B. ein Verfahren zur Abtrennung eines Gases von einer Flüssigkeit. Bei dem Verfahren wird das Gemisch mit einer unmischbaren Stripsubstanz oder einer Stripsubstanz mit geringer Löslichkeit in Kontakt gebracht, die verschieden ist von der Komponente mit hohem Dampfdruck und/oder dem teilchentörmigen Stoff, die/der aus dem Gemisch entfernt werden soll. Die Komponente mit dem höheren Dampfdruck wird von der Komponente des Gemisches mit dem niedrigeren Dampfdruck in die Stripsubstanz abgeschieden. Jeder teilchenförmige Stoffe der entfernt wurde, muß entweder an der Komponente mit dem höheren Dampfdruck oder an der Stripsubstanz haften. Die Stripsubstanz wird dann von dem Gemisch abgetrennt, wobei die Menge der Komponente mit hohem Dampfdruck und/oder des teilchenfbrmigen Stoffes in dem Gemisch vermindert wird.
Das Entfernen von Gas, das in einer Flüssigkeit gelöst ist oder mit dieser in Suspension vorliegt, mittels Inkontaktbringen der Flüssigkeit mit einem Stripgas ist in der Technik bekannt. Für das Entfernen des gelösten Gases ist es notwendig, daß der Partialdruck des gelösten Gases im Stripgas niedriger sein muß, als der Partialdruck des gelösten Gases in der Flüssigkeit, wodurch ein Stoffübergang des gelösten Gases von der Flüssigkeit in das Stripgas ermöglicht wird. Die Geschwindigkeit des Entfernens des gelösten Gases von der Flüssigkeit wird durch die Diffusionsgeschwindigkeit des gelösten Gases aus der Flüssigkeit in die Stripgasphase gesteuert. Das gelöste Gas in der Flüssigkeit erreicht ein Gleichgewicht mit dem gelösten Gas im Stripgas in der Zeit, nach der kein weiteres gelöstes Gas aus der Flüssigkeit diffundiert. Die Gleichgewichtsbedingungen können durch Henry's Gesetz beschrieben werden. Eine gute Beschreibung des typischen Gleichgewichtsphänomens und der Arten der beteiligten Parameter wurde in den "Proceedings of the 17th Congress of European Brewing Convention, S. 245-58, 1979 in einem Artikel von J. Hoggan et. al. mit dem Titel "A simple Production System for the Deoxygenation of Water" dargelegt. Dieser Artikel beschreibt ein Verfahren zum Entfernen (Strippen) von gelöstem Sauerstoff aus einem Gebräu, wobei Stickstoffgas als das Stripgas benutzt wird. GB-A-1 156 417 von Harold Davidge und Charles Sydney Gibbs, veröffentlicht am 25. Juni 1969 beschreibt ein Verfahren zum Entfernen von gelöstem Sauerstoff aus Flüssigkeiten mittels Durchsprudeln der Flüssigkeit mit einem Gas, dessen Sauerstoff einen niedrigeren Partialdruck als der Sauerstoff der Flüssigkeit hat, wobei das Gas nicht chemisch mit der Flüssigkeit reagiert. Eine Einblasvorrichtung wird dazu benutzt, das Stripgas Stickstoff in die Flüssigkeit einzubringen. Die Sauerstoffentfernungsrate wird wesentlich erhöht, indem eine turbulente Strömung des Flüssigkeitsstromes an einem Punkt stromabwärts von der Einbringung des Stickstoffgases bewirkt wird. Verschiedene Vorrichtungen, mit welchen Turbulenzen erzeugt werden können, werden beschrieben.
US-A-4 639 340 von Garett, 27. Januar 1987, offenbart ein Veffahren zum Lösen von Gas in einer Flüssigkeit, bei dem ein Flüssigkeitsstrom mit Druck beaufschlagt wird, das Gas in den unter Druck stehenden Strom eingebracht wird, um ein Gas-Flüssigkeits-Gemisch zu bilden, das sich mit einer Geschwindigkeit unterhalb der Schallgeschwindigkeit in der Flüssigkeit fortbewegt, der unter Druck stehende Gemischstrom auf eine Überschallgeschwindigkeit beschleunigt wird, um eine erste Schockwelle zu erzeugen, um die Größe der Gasblasen in dem Strom wirkungsvoll zu verringern und dabei eine Dispersion des unter Druck stehenden Gases in der Flüssigkeit zu bilden, die Geschwindigkeit des Stromes unter die Schallgeschwindigkeit vermindert wird und der unter Druck stehende Strom zu einem Auslaß gebracht wird, nahe dem die Geschwindigkeit des unter Druck stehenden Stromes erneut auf eine Überschallgeschwindigkeit beschleunigt wird, um eine zweite Schockwelle zu erzeugen, bevor der Strom aus dem Auslaß austritt.
Es gibt zahlreiche Anwendungen für das Strippen von Gasen aus Flüssigkeiten, wobei die am meisten verbreitete das Strippen von Sauerstoff aus Flüssigkeiten ist. Typische Beispiele, die nicht begrenzen sollen, folgen. Bei der Sekundär- oder Tertiärtörderung von Öl wird Meerwasser direkt in Ölbohrlöcher eingespritzt. Gelöster Sauerstoff muß aus dem Meerwasser vor dessen Gebrauch entfernt werden, um Korrosion zu vermindern. Das desoxydierte Wasser enthält typischerweise weniger als 0, 1 bis 1 ppm gelösten Sauerstoff. In den meisten Fällen wird die Sauerstoffentfernung mittels Vakuumentgasung oder mittels Kohlenwasserstoffstrippen ausgetührt. US-A-4 017 276 von Bloem, 12. April 1977 offenbart ein Verfahren zum Strippen von gelöstem Sauerstoff aus Meerwasser unter Verwendung eines Stickstoff-Stripgases. Meerwasser wird in einen Stripturm eingeführt und infolge des Kontaktes im Gegenstrom des Stickstoff-Stripgases mit dem Meerwasser verbleiben Sauerstoffkonzentrationen von 7,5 bis 12 ppm nach dem Strippen im Meerwasser. US-A-4 612 021 von Palmer, 16. September 1986 und GB-A-2127711, 18. April 1984 offenbaren Verfahren zum Entfernen von Sauerstoff aus Meerwasser, das bei der Erdgewinnung mit Wassertlutung benutzt wird. GB-A-151537, vom 8. November 1978 offenbart ein Verfahren zur Verwendung von Stickstoffgas zur Entfernung von gelöstem Sauerstoff aus Meerwasser. Der Stickstoff wird in einen Gleichstrom mit dem Meerwasser gebracht und dann unter Verwendung eines in der Leitung liegenden statischen Mischers in das Meerwasser eingemischt; das Gemisch wird anschließend in einen Zyklonenscheider eingebracht.
Sauerstoffentfernung aus Kesselspeisewasser wurde typischerweise in thermischen Entlüflern ausgelührt, indem die Temperatur des Wassers mit Wasserdampf erhöht wurde. A. Beevers, Process Engineering of London, Vol. 66, Nr. 8, S. 41, August 1985 berichtet in einem Artikel mit dem Titel "Cool Way to De-aerate" von der Verwendung von Stickstoff als Stripgas zur Entfernung von Sauerstoff und Kohlendioxid aus Kesselspeisewasser. Das japanische Patent JP 60/183012 offenbart ein Verfahren zum Entfernen von gelöstem Sauerstoff in Kesselspeisewasser mittels Stickstoff-Strippen.
Das japanische Patent JP 56/121681 offenbart ein Verfahren zum Entfernen von Sauerstoff aus dem Wasser eines offenen Kühlsystems, das in einer Reifenfabrik benutzt wird. Das Kühlwasser wird mit Stickstoff bei einem Verhältnis von Stickstoff zu Wasser von 6:1 gespült.
Das japanische Patent JP 59/154109 offenbart ein Verfahren zum Spülen von Industriewasser mit Stickstoff; um den Sauerstoffgehalt von solchem Wasser auf weniger als 0,1 ppm gelöstem Sauerstoff zu vermindern.
Das japanische Patent JP 58/133885 beschreibt ein Verfahren zum Entfernen von Sauerstoff aus Prozeßwasser mittels Spülens mit Stickstoff bei einem verminderten Druck.
US-A-3 132 013 von Kumamoto et. al. vom 5. Mai 1964 beschreibt ein Verfahren zur Behandlung von Einsatzwasser, bei dem Sauerstoff unter Verwendung von Stickstoff-Stripgas aus dem Wasser entfernt wird.
US-A-3 732 668 von Nichols vom 15. Mai 1973 offenbart ein System zum Füllen von Flugzeugtreibstoffianks, bei dem gelöster Sauerstoff aus dem Treibstoff entfernt wird.
US-A-4 352 682 von Kemp Jr. et. al. vom 5. Oktober 1982 beschreibt eine Sauerstoffentfernungseinheit zum Entfernen von Sauerstoff aus Wasser, das bei der Herstellung von karbonisierten Getränken benutzt wird.
US-A-4 259 360 von Venetucci et. al. vom 31. März 1981 beschreibt ein Verfahren zur Verminderung des Gehalts von gelöstem Sauerstoff von Lebensmitteln und von Wasser, das bei der Getränkeherstellung benutzt wird, wobei Gasspülung mit Stickstoff angewendet wird.
Die meisten der oben zitierten Techniken veranschaulichen das Strippen eines ersten Gases von einer Flüssigkeit unter Verwendung eines zweiten Stripgases. Das Ziel ist, ein maximales Entfernen des ersten Gases zu erreichen, während der Energieverbrauch als auch der Verbrauch von Stripgas minimiert wird. Es ist auch möglich, teilchenförmige Verunreinigungen unter Verwendung eines Stripgases aus einer Flüssigkeit zu entfernen. Die Teilchen können an dem Stripgas selbst haften oder sie können an einer flüchtigen Komponente innerhalb der Flüssigkeit haften, die von der Flüssigkeit mittels des Stripgases entfernt wird.
Der Verbrauch von Stripgas wurde durch das Erzeugen einer besseren Mischung des Stripgases mit der Flüssigkeit vermindert. Das verbesserte Mischen kann die verfügbare Oberfläche des Stripgases vergrößern und verbessert die Verteilung des Stripgases innerhalb der Flüssigkeit. Jede dieser Wirkungen erhöht den Stoffübergang von flüchtigen Komponenten und/oder Teilchen von der Flüssigkeit in das Stripgas. Das verbesserte Mischen wurde jedoch erreicht, indem Turbulenzen zwischen dem Stripgas und der Flüssigkeit mittels Verfahren erzeugt wurden, wie z.B. in der Leitung liegenden statischen Mischern und der Verwendung von Mischkammern, die ein unlösliches, faseriges Material enthalten, durch die die Mischung aus Stripgas und Flüssigkeit hindurchtreten muß. Erhöhte Turbulenzen wurden unter Inkaufnahme eines erhöhten Druckabfalls über die Prozeßleitungen und Mischkammern erreicht, wodurch höhere Betriebsdrücke nötig werden, die dazu neigen, das erste gelöste Gas zurück in die Flüssigkeit zu treiben und den Energieverbrauch zu erhöhen.
Es wäre wünschenswert ein Verfahren zur Erhöhung der effektiven Oberfläche des Stripgases zu finden, das nicht zu wesentlich erhöhten Betriebsdrücken des Systems führt (mit den damit einhergehenden Nachteilen bezüglich Trennung und erhöhten Energieverbrauchskosten).
Gemäß der vorliegenden Erfindung wird mindestens eine (flüchtige) Komponente mit höherem Dampfdruck oder ein teilchenförmiger Stoff oder Kombinationen davon von einem Fluidgemisch abgetrennt, das eine Komponente mit niedrigerem Dampfdruck aufweist. Das Abtrennen wird erreicht, indem das Gemisch mit einer unmischbaren Stripsubstanz oder einer Stripsubstanz in Kontakt gebracht wird, die eine sehr geringe Löslichkeit in dem Fluidgemisch hat, wobei sich die Stripsubstanz von der flüchtigen Komponente oder dem teilchenförmigen Stoff unterscheidet. Mindestens die eine Komponente mit höherem Dampfdruck in dem Fluidgemisch diffündiert in die Stripsubstanz, um ein thermodynamisches Gleichgewicht zu erreichen, und wird im folgenden zusammen mit der unmischbaren Stripsubstanz oder der Stripsubstanz mit geringer Löslichkeit von der Mischung abgetrennt. Wenn teilchenförmiges Material von dem Fluidgemisch entfernt wird, müssen die Teilchen an der Stripsubstanz selbst haften oder müssen an mindestens einer flüchtigen Komponente mit höherem Dampfdruck haften, die in die Stripsubstanz diffundiert.
Das Verfahren der vorliegenden Erfindung ist eine Verbesserung gegenüber bisherigen Stripverfahren, die ähnliche Stoffübergangstechniken benutzen, da es ein nicht-mechanisches Verfahren zur Bildung von extrem kleinen (kleiner als 1 mm und vorzugsweise kleiner als 0,01 mm) Blasen von Stripsubstanz innerhalb des Fluidgemisches schafft. Die kleineren Blasen erhöhen die verfügbare Oberfläche der Stripsubstanz, durch die mindestens eine Komponente mit höherem Dampfdruck aus der Mischung in die Stripsubstanz diflundiert. Die kleineren Blasen erhöhen auch die Oberfläche, an der Teilchen haften können. Das bevorzugte Verfahren der vorliegenden Erfindung bedarf eines Betriebs des Abtrennungssystems bei relativ geringen Drücken, was den Stoffübergang der Komponente mit dem höheren Dampfdruck aus der Mischung heraus erleichtert, und was für verminderte Anforderungen bezüglich der Pumpenleistung sorgt, wodurch die Kosten für den Energieverbrauch vermindert werden. Außerdem wird das bevorzugte Verfahren der vorliegenden Erfindung unter Verwendung von Mitteln ausgeführt, die in einer Rohrleitung, durch die die Mischung strömt, angebracht sind, und die eine relativ einfache Anordnung zum Erzielen der Abtrennung von mindestens einer Komponente mit einem höheren Dampfdruck und/oder Teilchen, die aus dem Gemisch entfernt werden soll/sollen, darstellen. Somit ermöglichen die Einrichtung und das Verfahren, die hier offenbart werden, die Verminderung der Kosten für eine zuvor bekannte Technologie, indem eine erhöhte Stripwirksamkeit bei vermindertem Bedarf an Stripsubstanz und Energieverbrauch geschaffen wird.
Das bevorzugte in der Leitung liegende Stripverfahren kann eine Einzelstufenentfernung sein, wobei ein Gleichstrom der Stripsubstanz mit dem Gemisch für die notwendige Kontaktzeit für einen Stoffübergang von teilchenförmigem Stoff mittels Adhäsion und/oder Stoffübergang von mindestens einer Komponente mit einem höheren Dampfdruck durch die Oberflächengrenze in die Stripsubstanz sorgt. Mehr als eine Stripvorrichtung kann in Serie in einer Rohrleitung angeordnet sein, um den Umfang des erzielten Stoffübergangs zu erhöhen; es ist auch möglich, das Gemisch durch die Rohrleitung, die die Stripvorrichtung enthält, zurückzuführen, um den Umfang des Stoffübergangs zu erhöhen.
Bei dem Verfahren der vorliegenden Erfindung wird entweder ein Einführen der Stripsubstanz in das Fluidgemisch bei einer Strömungsgeschwindigkeit eingesetzt, die mindestens gleich der Schall-(Überschall-)geschwindigkeit für die Stripsubstanz ist, oder eine Strömungsgeschwindigkeit, die mindestens gleich der Schall-(Überschall-)geschwindigkeit in mindestens einem Teil des Gemisches mit darin dispergierter Stripsubstanz ist, oder Kombinationen davon, um mindestens eine Schockwelle zu erzeugen, die extrem kleine Blasen der Stripsubstanz innerhalb des Gemisches erzeugt, wodurch die Oberfläche der Stripsubstanz enorm gesteigert wird, um eine vergrößerte Grenzfläche für den Stoffübergang zu schaffen. Die Schallgeschwindigkeit in Wasser beträgt etwa 1430 m/s bis etwa 1460 m/s (etwa 4700 bis etwa 4800 Fuß/s). Die Schallgeschwindigkeit in Luft beträgt etwa 335 m/s (1100 Fuß/s). Während den Untersuchungen, die zu der vorliegenden Erfindung führten, wurde herausgefünden, daß bei einem Eintritt eines Gases oder Dampfes in ein Fluidgemisch bei einer linearen Geschwindigkeit größer als etwa 335 m/s (1100 Fuß/s) eine lokale Schallschockwelle auftrat, die das Gas oder den Dampf in extrem kleine Blasen zertrümmerte, die in die flüssige Phase dispergiert werden können.
Die Anwesenheit von Gas- oder Dampfblasen in einer Flüssigkeit vermindert sehr stark die Schallgeschwindigkeit in der Mischung oder Dispersion aus Gas/Dampf und Flüssigkeit. Dieses Phänomen wird beschrieben von Susan Werner Kieffer in "Sound Speed in Liquid-Gas Mixtures: Water-Air and Water-Steam", Journal of Geophysical Research, Vol. 82, Nr. 20, S. 2895-2904 vom 10. Juli 1977 Verfahren zur Berechnung der Schallgeschwindigkeit in Multikomponentenfluiden werden von D.J. Picard und P.R. Bishnol in "Calculation of the Thermodynamic Sound Velocity in Two-Phase Multicomponent Fluids", Int. J. Multiphase Flow, Vol. 13, Nr. 3, S. 295-308, 1987 dargelegt. Auf den wesentlichen Inhalt dieser zwei Referenzen wird in vollem Umfang Bezug genommen.
Ein Beispiel für die obige Verminderung der Schallgeschwindigkeit in einer Gas-Dampf/Flüssigkeits-Mischung ist eine Luft-Wasser-Mischung von etwa 1:1 bezüglich des Volumens; bei diesem Gemisch fällt die Schallgeschwindigkeit auf etwa 15 m/s (50 Fuß/s) ab, je nach Temperatur und Druck. Wenn dieses Fluidgemisch aus Luft und Wasser sich mit einer theoretischen linearen Geschwindigkeit fortbewegt, die größer ist als etwa 15 m/s (50 Fuß/s), tritt somit eine Schallschockwelle aut, die ein Aufbrechen der Luft in extrem kleine Blasen innerhalb des Wassers verursacht. Das gleiche Prinzip wird bei dem Verfahren der vorliegenden Erfindung benutzt, um extrem kleine Blasen einer unmischbaren Stripsubstanz oder einer Stripsubstanz mit sehr geringer Löslichkeit innerhalb eines Fluidgemisches bei relativ geringen, linearen Strömungsgeschwindigkeiten zu erzeugen.
Bei dem Verfahren der vorliegenden Erfindung wird die Strömung, die mindestens Schallgeschwindigkeit (Überschallgeschwindigkeit) hat, und die benötigt wird, um die Schockwelle zu erzeugen, mittels einer von drei Arten erzielt:
1.) mittels Injektion einer Stripsubstanz bei der Schallgeschwindigkeit für die Stripsubstanz am Punkt der Injektion direkt in das Fluidgemisch oder in die Dispersion in einer Rohrleitung; 2.) mittels Injektion einer Stripsubstanz in ein Fluidgemisch oder eine Dispersion, so daß die Stripsubstanz mit einer Geschwindigkeit in die Flüssigkeit eintritt, die unterhalb der Schallgeschwindigkeit für die Stripsubstanz liegt, wobei aber die Stripsubstanz in Verbindung mit dem Fluidgemisch direkt durch eine in der Leitung liegende Vorrichtung tritt, die die lineare Strömungsgeschwindigkeit für mindestens einen Teil der Verbindung aus Gemisch und Stripsubstanz auf mindestens die Schallgeschwindigkeit erhöht; 3.) indem die Stripsubstanz in ein Fluidgemisch in der Rohrleitung mit einer Überschallgeschwindigkeit für die Stripsubstanz injiziert wird, und dann veranlaßt wird, daß die Verbindung aus Stripsubstanz und Fluidgemisch durch eine in der Rohrleitung liegende Vorrichtung strömt, in der die Geschwindigkeit von mindestens einem Teil der Verbindung über der Schallgeschwindigkeit liegt.
Es wurde während den Nachforschungen für das Verfahren der vorliegenden Erfindung herausgefunden, daß lokale Schockwellen an Stellen entlang des Strömungsprofils des Fluids auftreten können, an denen die Schallgeschwindigkeit für die strömende Verbindung überschritten wird. Aufgrund der Größe der in der Leitung liegenden Stripvorrichtung, die bei manchen Anwendungen eingesetzt wird, ist die lineare Strömungsgeschwindigkeit am größten an der Mittellinie des Strömungsprofils, und lokale Schockwellen treten an dieser Stelle auf. Somit ist es möglich, aus dem Verfahren der vorliegenden Erfindung Nutzen zu ziehen, obwohl die mittlere lineare Geschwindigkeit für die Verbindung aus Stripgas und Fluidgemisch durch die in der Leitung liegende Stripvorrichtung unterhalb der Schallgeschwindigkeit liegt.
Es ist möglich, mehr als eine Stripvorrichtung in Reihe in einer Rohrleitung zu benutzen, um die Abtrennung von mindestens einer Komponente mit höherem Dampfdruck und/oder irgendeines teilchentörmigen Stoffes von dem Gemisch zu erhöhen. Durch Experimente wurde herausgefünden, daß typischerweise weniger als 60 Sekunden in der Rohrleitung benötigt wurden, um ein thermodynamisches Gleichgewicht zwischen den Partialdrücken der Komponente mit dem hohen Dampfdruck in der Stripsubstanz und dem Flüssigkeitsgemisch zu erreichen. Somit kann die Stripsubstanz nach einem einzigen Durchlauf durch eine Stripvorrichtung sich der Sättigung nähern. Dann ist es typischerweise ratsam, eine Abtrennung der Stripsubstanz von dem Flüssigkeitsgemisch zu erlauben, und eine neue Menge an Stripsubstanz einzuführen, bevor das Flüssigkeitsgemisch mit der darin dispergierten Stripsubstanz durch eine zweite, in der Leitung liegende Stripvorrichtung geleitet wird.
Das Flüssigkeitsgemisch, von der die Komponente mit hohem Dampfdruck und/oder irgendein teilchenförmiger Stoff abgetrennt werden soll, kann durch die gleiche in der Leitung liegende Stripvorrichtung rückgeführt werden; wie oben erwähnt, ist es jedoch wichtig, daß die Stripsubstanz den Stoffübergang von zusätzlicher Komponente mit dem höheren Dampfdruck annehmen kann; ansonsten ist Rückführung nicht sinnvoll.
Die Stoffübergangsrate der Komponente mit dem höheren Dampfdruck aus dem Fluidgemisch in die Stripsubstanz hängt hauptsächlich von den folgenden Faktoren ab: der Menge der Komponente mit dem höheren Dampfdruck, die in der Stripsubstanz und in dem Gemisch vorhanden ist; dem Betrag der Oberfläche zwischen der Stripsubstanz und dem Gemisch, durch die ein Stoffübergang stattfinden kann, der Betriebstemperatur, dem Betriebsdruck und der Verweildauer der Verbindung aus Stripsubstanz und Fluidgemisch in der Rohrleitung. Die Volumendurchflußrate der Verbindung in einer gegebenen Rohrleitung bestimmt die lineare Geschwindigkeit, mit der die Verbindung durch die in der Leitung liegende Stripvorrichtung strömt, als auch die Verweildauer der Verbindung in der Rohrleitung, vor der Abtrennung der unmischbaren Stripsubstanz von dem Flüssigkeitsgemisch. Die lineare Geschwindigkeit der Verbindung an einem Punkt in der in der Leitung liegenden Stripvorrichtung muß mindestens die minimal benötigte sein, um eine Strömung mit mindestens Schallgeschwindigkeit innerhalb von zumindest einem Teil der Verbindung zu bewirken.
Die in der Leitung liegende Vorrichtung, die dazu benutzt wird, die lineare Strömungsgeschwindigkeit der Verbindung aus Flüssigkeitsgemisch und Stripsubstanz zu erhöhen, kann jede Vorrichtung sein, die für ein beschleunigendes Strömungsmuster sorgt, das ausreichend ist, um mindestens Schall-(Überschall-)geschwindigkeit von zumindest einem Teil der Verbindung zu erzeugen. Die Größe der erzielten Blasen für eine gegebene Verbindung aus flüssiger/flüchtiger Komponente/Stripsubstanz (und somit die Fläche für einen Stoffübergang), der benötigte Betriebsdruck und der Energieverbrauch im System werden von der strukturellen Anordnung der in der Leitung liegenden Vorrichtung und von der Stelle der Injektion von Stripsubstanz in das Gemisch flüssiger-flüchtiger Komponente oder Dispersion relativ zu der strömungsbeschleunigenden Vorrichtung abhängen.
Die bevorzugte, in der Leitung liegende Vorrichtung ist eine Art Venturi-Anordnung, die mindestens einen ankommenden Kompressionskegel aufweist, durch den die Verbindung aus flüssiger/flüchtiger Komponente und Stripsubstanz eintritt, und einen Expansionskegel, durch den die Verbindung austritt. Diese Art von in der Leitung liegender Vorrichtung wird bevorzugt, da sie die Verminderung des Druckabfalls über die in der Leitung liegende Vorrichtung erleichtert, wodurch der benötigte Systembetriebsdruck und die Pumpen-(energie-)kosten zum Betrieb der Vorrichtung vermindert werden.
Für eine gegebene Verbindung aus flüssiger Komponente/Komponente mit hohem Dampfdruck und Stripsubstanz kann der Stripvorgang am wirkungsvollsten gestaltet werden, indem ein Verfahren bereitgestellt wird, mit dem man die benötigte Restkonzentration der gelösten flüchtigen Komponente und/oder des teilchenförmigen Stoffes in der Flüssigkeit erzielt, während der Verbrauch an Stripsubstanz und Energie auf ein Minimum reduziert wird. Der Energieverbrauch des Stripsystems und die Menge von benötigter Stripsubstanz können vermindert werden, indem die strukturelle Anordnung der Stripvorrichtung optimiert wird und die Verfahrenskenngrößen verändert werden, wie z.B. die Verweildauer in der Leitung und die lineare Geschwindigkeit durch die Stripvorrichtung über die Volumendurchflußrate, die Temperatur, den Druck, das relative Volumen der Stripsubstanz pro Volumen von verarbeiteter Flüssigkeit und die Anfangskonzentration der flüchtigen Komponente in der Stripsubstanz, wobei diese Beispiele nicht begrenzen sollen.
Bezüglich der strukturellen Anordnung der Stripvorrichtung wurde herausgefünden, daß falls die Stripvorrichtung eine Einspritzdüse und eine Venturi-Anordnung aufweist, die Wirksamkeit der Stripvorrichtung erhöht wird, indem die Einspritzdüse, von der die Stripsubstanz in das Flüssigkeitsgemisch eintritt, näher bei dem Anfang der Venturi-Einschnürung oder näher bei dem kleinsten Öffnungsdurchmesser der Venturi-Anordnung angeordnet wird, je nachdem was zutreffend ist, da die Venturi-Vorrichtung keine wesentliche Einschnürung aufweisen muß. Der Betriebsdruck des Systems und die benötigte Pumpenleistung zur Bewegung der Verbindung aus der flüssigen Komponente mit hohem Dampfdruck und der Stripsubstanz durch die Rohrleitung steigt jedoch, wenn die Düse näher an die Venturi-Einschnürung oder näher an den geringsten Öffnungsdurchmesser der Venturi-Anordnung herangeführt wird. Somit gibt es für jedes Stripsystem eine Einspritzdüsenstellung, an der die benötigte Restkonzentration der gelösten, flüchtigen Komponente in der verarbeiteten Flüssigkeit bei den kleinsten Pumpkosten für diese Venturi-Anordnung erreicht werden kann.
Es gibt auch strukturelle Begrenzungen für die Anbringung des Einspritzers. Wenn der vom Kompressionskegel der Venturi-Anordnung eingeschlossene Winkel kleiner wird, muß der Einspritzer in einer größeren Entfernung stromaulwärts von der Venturi-Einschnürung angebracht werden. Wenn der Durchmesser der Venturi-Einschnürung kleiner wird, muß der Einspritzer in einer größeren Entfernung stromautwärts von der Venturi-Einschnürung angebracht werden.
Beispiele für bevorzugte Anordnungen der in der Leitung liegenden Vorrichtung folgen. Die Stellung des Einspritzers sollte mindestens 0,1 Rohrdurchmesser vor dem Beginn der Venturi- Einschnürung oder vor dem kleinsten Öffnungsdurchmesser in der Venturi-Anordnung liegen, je nach den Verfahrenskenngrößen, die hier später beschrieben werden. Die bevorzugte Stellung des Einspritzers liegt im Bereich von etwa 0,2 bis etwa 25 Rohrdurchmessern stromaufwärts von (vor) der Venturi-Einschnürung oder dem kleinsten Öffnungsdurchmesser. Die bevorzugte Stellung liegt innerhalb des Kompressionskegels der Venturi-Anordnung. Die bevorzugte Länge der Venturi-Einschnürung ist die kürzeste, die Materialien und Verfahren der Konstruktion erlauben. Obwohl eine bessere Stoffübergangsrate mit einer längeren Venturi- Einschnürung erreicht wird, steigt der Pumpenenergieverbrauch rapide mit steigender Einschnürungslänge an, so daß sich im allgemeinen der Gesamtwirkungsgrad (ausgedrückt durch die Stoffübergangsrate geteilt durch den Pumpenenergieverbrauch des Fluidgemisches) verbessert, wenn die Länge der Venturi-Einschnürung abnimmt. Der Gesamtwirkungsgrad steigt ebenfalls an, wenn der Durchmesser der Venturi-Einschnürung oder der kleinste Öffnungsdurchmesser der Venturi-Anordnung erhöht wird. Erneut: eine verbesserte Stoffübergangsrate wird unter Verwendung einer kleineren Venturi-Einschnürung oder eines kleineren Öffnungsdurchmessers erreicht, jedoch steigt der Verbrauch an Pumpenenergie, so daß ein größerer Öffnungsdurchmesser den Gesamtwirkungsgrad verbessert. Die Größe der Venturi-Öffnung muß jedoch so beschaffen sein, daß eine Überschallströmung der Verbindung aus Gemisch und Stripsubstanz mindestens an einigen Punkten des Strömungsprofils der Verbindung erreicht wird. Bei Einschnürungen oder Öffnungen, die so klein sind wie etwa 0,15 Rohrdurchmesser, ist die Position des Stripsubstanz-Einspritzers stromaufwärts von der Öffnung nicht so kritisch, wenn aber die Öffnungsgröße auf etwa 0,19 Rohrdurchmesser oder größer ansteigt, erhöht sich der Gesamtwirkungsgrad (ausgedrückt durch die Stoffübergangsrate geteilt durch den Pumpenergieverbrauch des Fluidgemisches), wenn der Einspritzer im Bereich von etwa 1 bis 2 Rohrdurchmessern stromaufwärts von der Einschnürung oder Öffnung plaziert ist. Die bevorzugte Einspritzerposition liegt innerhalb des Kompressionskegels der Venturi-Anordnung.
Zusätzlich zu dem obigen wurde herausgefünden, daß bei einer Einspritzung der Stripsubstanz in das Flüssigkeitsgemisch mit einer Geschwindigkeit beim Austritt aus dem Einspritzer, die über der Schallgeschwindigkeit für die Stripsubstanz liegt, der Einspritzer eine Verbesserung der Stoffübergangsrate gegenüber jener bewirkt, die erreicht werden kann, wenn die Einspritzgeschwindigkeit der Stripsubstanz geringer als die Schallgeschwindigkeit ist. Der Gesamtwirkungsgrad (ausgedrückt durch die Stoffübergangsrate geteilt durch den Pumpenergieverbrauch des Fluidgemisches) wird durch die Anwendung von Überschalleinspritzung der Stripsubstanz verbessert, weil kein wesentlicher Anstieg des Energieverbrauchs beobachtet wurde, während die Stoffübergangsrate erhöht wurde.
Der Energieverbrauch kann gesenkt werden, indem der Stripsubstanz-Einspritzer weiter stromaufwärts von der Venturi-Einschnürung oder dem kleinsten Öffnungsdurchmesser der Venturi-Anordnung angeordnet wird. Es wurde jedoch herausgetunden, daß eine Verschiebung der Düse stromaufwärts und weg von dem Eintritt in die Venturi-Einschnürung oder dem kleinsten Öffnungsdurchmesser zu der Bildung von größeren Blasen von Stripsubstanz nach der Schallschockwelle führt. Daher muß der höhere Betriebsdruck des Systems, der nötig ist, wenn der Einspritzer näher an der Venturi-Einschnürung liegt mit der Größe der Blasenbildung von Stripsubstanz abgeglichen werden. Wie oben beschrieben, gibt es bevorzugte Bereiche für die Plazierung des Einspritzers relativ zu der Venturi-Einschnürung oder Öffnung.
Außerdem kann der Energieverbrauch in allen Fällen gesenkt werden, indem der Winkel des Kompressionskegels oder des Expansionskegels der Venturi-Anordnung oder beide verringert wird (werden). Die begrenzenden Faktoren liegen in der Fähigkeit, eine Anordnung herzustellen, die kleinere Kegelwinkel aufweist, der Möglichkeit, den Einspritzer nahe der Venturi- Anordnung oder der kleinsten Öffnung anzuordnen und der Größe der Rohrleitung, in der die in der Leitung liegende Stripvorrichtung angeordnet werden muß.
Es wurde herausgefunden, daß es generell zur Erreichung einer spezifischen, fraktionellen Verminderung mindestens der einen flüchtigen Komponente in dem Flüssigkeitsgemisch unter der Voraussetzung einer begrenzten Verweildauer in der Rohrleitung notwendig ist, das Volumen der Stripsubstanz pro Volumen Gemisch zu vergrößern, wenn die Venturi-Öffnung größer wird (alle anderen Variablen wurden konstant gehalten).
Es wurde auch herausgefünden, daß sich generell für eine gegebene Größe der Venturi-Öffnung, wenn die mittlere, lineare Geschwindigkeit der Verbindung aus Fluidgemisch und Stripsubstanz einmal die theoretische Überschallgeschwindigkeit durch die in der Leitung liegende Stripvorrichtung erreicht, nur geringe Vorteile bezüglich der fraktionellen Verminderung ergeben, wenn eine erhöhte lineare Geschwindigkeit der Verbindung angewendet wird. Typischerweise bleibt das benötigte Volumen von Stripsubstanz pro Volumen Gemisch relativ konstant, so lange die extrem kleinen Blasen von Stripsubstanz gebildet werden, und die gesamte Verweildauer der Verbindung in der Rohrleitung (in und folgend auf die in der Leitung liegende Vorrichtung) angemessen ist.
Es wurde auch herausgefünden, daß bei einem speziellen Volumenverhältnis von Stripsubstanz zu Fluidgemisch, die Stripleistung gemessen als Stoffübergangskoeffizient geteilt durch den Bedarf von Verarbeitungsenergie (Bedarf von Pumpenleistung) optimiert werden kann, indem die Stellung des Stripsubstanz-Einspritzers relativ zu dem kleinsten Durchmesser der Venturi- Öffnung gesteuert wird, so daß die erzeugten Stripblasen mit den Pumpkosten abgeglichen werden (kleinere Blasen bewirken einen erhöhten Stoffübergang der flüchtigen Komponente).
Im allgemeinen müssen daher bei der Optimierung der Stripvorrichtung für eine gegebene Stripanwendung die geringsten Gesamtkosten für den Verbrauch von Stripsubstanz und Pumpenenergie gewählt werden. Dies geschieht, indem man eine gegebene Verbindung aus Fluidgemisch und Stripsubstanz bei der geringsten linearen Geschwindigkeit pumpt, die eine Überschallströmung bewirkt und die benötigte Schockwelle erzeugt. Bei einer gegebenen Durchsatzrate von Fluidgemisch wird anfangs der kleinste Durchmesser der Venturi-Öffnung so groß wie möglich ausgelegt, um den niedrigsten Systemdruck zu erreichen, bei dem Überschallgeschwindigkeit eintritt. Dies sorgt für die geringsten Pumpkosten und hilft bei der Abtrennung der flüchtigen Komponente von dem Flüssigkeitsgemisch. Der Verbrauch von Stripsubstanz wird unter diesen Bedingungen typischerweise groß sein. Dann wählt man einen Einspritzer, der den kleinsten, bezüglich des Betriebsdruckes für die Zuführ von Stripsubstanz annehmbaren Außendurchmesser hat. Dadurch wird die geringste Beeinträchtigung für die Strömung des Fluidgemisches durch die in der Leitung liegende Vorrichtung erreicht. Dann wird der kleinste Durchmesser der Venturi-Öffnung innerhalb der Grenzen, die die Größe des Einspritzers zuläßt, verringert, und gleichzeitig die Volumendurchflußrate von Stripsubstanz verringert, bis die Gesamtkosten für den Verbrauch von Energie und Stripsubstanz zur Erzeugung der gewünschten verarbeiteten Gemischzusammensetzung minimiert sind. Noch einmal: Innerhalb der für die Einspritzung der Stripsubstanz erforderlichen Grenzen gilt: desto kleiner der von dem Kompressionskegel eingeschlossene Winkel und desto kleiner der von dem Expansionskegel eingeschlossene Winkel der Venturi-Anordnung, desto geringer der Druckabfall über die Vorrichtung generell.
Es können auch die Verfahrenskenngrößen eingestellt werden, um die erzielte Abtrennung zu verbessern, während die Betriebskosten gesenkt werden. Erneut: gegensätzlich wirkende Faktoren müssen abgeglichen werden. Wie zuvor erwähnt, ist es wünschenswert, den Betriebsdruck so gering wie möglich zu halten. Die Zeit, die benötigt wird, um nahe an das thermodynamische Gleichgewicht der flüchtigen Komponente zwischen der Stripsubstanz und dem Gemisch heranzukommen, variiert vom Bruchteil einer Sekunde bis zu einigen Minuten, je nach den Kenngrößen des Fluidgemisches, und somit sollte die Durchflußrate der verbundenen Zusammensetzung durch die Stripvorrichtung und die folgenden Rohrleitungen, vor der Abtrennung der Stripsubstanz von dem Gemisch, für die benötigten, wenigen Sekunden Verweildauer sorgen. Die Betriebstemperatur muß zwischen Produktstabilität und den Faktoren des Stripwirkungsgrades abgeglichen werden. Typischerweise führt eine erhöhte Temperatur zu einem Absinken der Viskosität des Gemisches, was einen Vorteil bezüglich eines verminderten Bedarfs von Pumpendruck darstellt. Außerdem wurde herausgefünden, daß typischerweise, obwohl die Löslichkeit von mindestens einer flüchtigen Komponente des Gemisches mit steigender Temperatur steigt der Anstieg der Diffusionsrate der flüchtigen Komponente von der Mischung in die Stripsubstanz den Anstieg der Löslichkeit mehr als ausgleicht. Die Betriebstemperatur kann bis nahe unter den Siedepunkt der Komponente mit dem niedrigen Dampfdruck des Gemisches bei dem Betriebsdruck des Systems erhöht werden.
Zu Zwecken der hier ausgeführten Beschreibung und Ansprüche, sollen die folgenden Begriffe die im folgenden beschriebenen Bedeutungen haben.
Fluidgemisch bedeutet eine oder mehrere Substanzen in Verbindung, wobei die verbundene Zusammensetzung bei den Betriebsbedingungen des Systems flüssig ist. Das Fluidgemisch kann mischbare und/oder unmischbare Komponenten enthalten. Das Fluidgemisch kann eine Lösung, eine Suspension oder eine Dispersion von Flüssigkeitströpfchen oder suspendierten Festkörpern, wie z.B. in einer Aufschlämmung sein.
Komponente mit dem niedrigeren Dampfdruck bedeutet eine individuelle Substanz oder Kombination von Substanzen, wobei jede einen Dampfdruck hat, der geringer ist, als der der Komponente mit dem höheren Dampfdruck, die aus dem Gemisch gestrippt werden soll..
Komponente mit dem höheren Dampfdruck oder flüchtige Komponente bedeutet eine individuelle Substanz oder eine Kombination von Substanzen, wobei jede einen höheren Dampfdruck hat, als die Komponente mit dem niedrigeren Dampfdruck, von der die Komponente mit dem höheren Dampfdruck getrennt werden soll.
Stripsubstanz bedeutet jede Substanz, die bei den Betriebsbedingungen des Systems, wie z.B. Temperatur und Druck, unmischbar mit dem Fluidgemisch ist oder die eine sehr geringe Löslichkeit in diesem hat. Typischerweise sollte die Stripsubstanz nicht mit wenigstens der Komponente mit dem niedrigeren Dampfdruck des Fluidgemisches reagieren.
Gelöste Komponente bedeutet, daß es keine spezifische Phase zwischen dieser Komponente und dem Fluidgemisch gibt.
Extrem kleine Blasen bedeuten Blasen, deren Durchmesser kleiner als etwa 0, 1 mm beträgt.
Unmischbar bedeutet, daß es eine spezifische Phasentrennung gibt, die bei und nach dem Mischen auftritt.
Überschallströmungsgeschwindigkeit bedeutet eine Strömungsgeschwindigkeit, die mindestens gleich der Schallgeschwindigkeit ist.
Fraktionelle Verminderung bedeutet
wobei Cein die Anfangskonzentration einer Komponente stromaufwärts von der in der Leitung liegenden Stripvorrichtung ist, und Caus die Konzentration der Komponente an einer Stelle, die direkt folgend oder stromabwärts von der in der Leitung liegenden Stripvorrichtung ist. Bei der vorliegenden Beschreibung wird, falls Caus an einer anderen Stelle, als direkt folgend auf die in der Leitung liegenden Vorrichtung bestimmt wird, die stromabwärtsliegende Stelle, an der Caus gemessen wurde, angegeben.
Eingeschlossener Winkel bedeutet den Winkel zwischen den Innenwänden der Venturi-Kegelanordnung.
Die Anmeldung wurde in den Vereinigten Staaten von Amerika gleichzeitig mit einer verwandten Patentanmeldung eingereicht, die den Gebrauch einer ähnlichen, in der Leitung liegenden Vorrichtung zur Lösung einer flüchtigen Komponente in einer Flüssigkeit betrifft. Die verwandte Anmeldung trägt den Titel "Improved Gas Dispersion Process and System", von K. Kiyonaga et. al., Ref Nr. 15823, und auf den wesentlichen Inhalt derselben wird in vollem Umfang Bezug genommen.
Fig. 1 zeigt eine typische T-förmige Gas-Flüssigkeits-Mischvorrichtung der in der Technik bekannten Ausführungsart. Gas wird in ein Rohr eingeleitet, wobei ein Ende des Rohrs in einem T-Stück in der Rohrleitung angeordnet ist, durch die die Flüssigkeit strömt.
Fig. 2 zeigt eine typische Gas-Flüssigkeits-Mischvorrichtung die als Einblasvorrichtung in einer in der Technik bekannten Art ausgeführt ist. Gas wird in einen porösen Metalldiffusor eingeleitet, der in einem T-Stück in der Rohrleitung angeordnet ist, durch die die Flüssigkeit strömt.
Fig. 3 veranschaulicht eine bevorzugte in der Leitung liegende, für ein Labor ausgelegte Stripvorrichtung der vorliegenden Erfindung, die ein offenes Rohr, durch das Stripsubstanz in ein Flüssigkeitsgemisch oder eine Dispersion, das (die) durch eine Rohrleitung strömt, eingebracht wird, mit einer Venturi-Anordnung verbindet, die dazu benutzt wird, die lineare Geschwindigkeit der Verbindung aus Flüssigkeitsgemisch und Stripsubstanz auf eine Überschallgeschwindigkeit zu beschleunigen.
Fig. 4 veranschaulicht eine in der Leitung liegende, für ein Labor ausgelegte Stripvorrichtung, die eine Düse, durch die Stripsubstanz in ein Fluidgemisch eingebracht wird (bei einer Geschwindigkeit unterhalb oder oberhalb der Schallgeschwindigkeit), mit einer Venturi-Anordnung verbindet, die dazu benutzt wird, die lineare Geschwindigkeit der Verbindung aus Fluidgemisch und Stripsubstanz auf eine Überschallgeschwindigkeit zu beschleunigen.
Fig. 5 zeigt einen Vergleich des erforderlichen Stripgasverbrauchs zur Erzeugung einer gegebenen fraktionellen Verminderung einer flüchtigen Komponente, bei verschiedenen Arten von in der Leitung liegenden Stripsystemen.
Fig. 6 zeigt einen Vergleich der fraktionellen Verminderung einer flüchtigen Komponente in einer Flüssigkeit als eine Funktion der in der Leitung liegenden Stripvorrichtung. In einem Fall wurde ein offenes Rohr benutzt, um Stripsubstanz in eine in der Leitung liegende Venturi- Anordnung einzubringen. Im zweiten Fall wurde eine Düse benutzt, um die Stripsubstanz in die in der Leitung liegende Venturi-Anordnung einzubringen.
Fig. 7 zeigt den Wirkungsgrad der in der Leitung liegenden Stripvorrichtung als eine Funktion der Stellung des Stripsubstanz-Einspritzers relativ zu der in der Leitung liegenden Venturi- Anordnung, sowohl für einen Einspritzer mit einem offenen Rohr als auch für einen Düseneinspritzer. Der Wirkungsgrad wird ausgedrückt als der Stoffübergangskoeffizient KLa (ppm/s) geteilt durch den Energieverbrauch in PS.
Fig. 8 zeigt die fraktionelle Verminderung einer flüchtigen Komponente in einer Flüssigkeit als eine Funktion der Größe der Venturi-Einschnürung der Stripvorrichtung bei verschiedenen Volumendurchflußraten der Stripsubstanz.
Fig. 9 zeigt den Wirkungsgrad der in der Leitung liegenden Stripvorrichtung als eine Funktion der Größe der Venturi-Einschnürung.
Fig. 10 zeigt einen Vergleich des Verbrauchs von Stripsubstanz (Stickstoff) pro Pfünd Flüssigkeitsmischung (Wasser und Sauerstoff), zur Erzeugung von verschiedenen fraktionellen Verminderungen von Sauerstoff (unter Verwendung einer Düsen-Venturi-Vorrichtung der in Fig. 4 gezeigten Art) als eine Funktion der linearen Geschwindigkeit der Stripsubstanz (Stickstoff) bei deren Austritt aus der Einspritzdüse.
Fig. 11 zeigt den Volumenbedarf von Stickstoff-Stripgas in scfm, um verschiedene fraktionelle Verminderungen von Sauerstoff in Sojaöl zu bewirken (unter Verwendung einer Düsen- Venturi-Vorrichtung der in Fig. 4 gezeigten Art) als eine Funktion der Volumendurchflußrate des Sojaöls.
Fig. 12 zeigt den Volumenbedarf von Stickstoff-Stripgas in scfm, um verschiedene fraktionelle Verminderungen von Sauerstoff in Maisöl auszuführen (unter Verwendung einer einstufigen Düsen-Venturi-Stripvorrichtung der in Fig. 4 gezeigten Art) als eine Funktion der Volumendurchflußrate des Maisöls.
Fig. 13 zeigt den Verbrauch von Stickstoff-Stripgas pro Pfünd Maisöl, um verschiedene fraktionelle Verminderungen von Sauerstoff zu erzielen (für eine einstufige Düsen-Venturi- Vorrichtung der in Fig. 4 gezeigten Art) als eine Funktion der linearen Geschwindigkeit der Verbindung aus Stickstoff und Maisöl durch die in der Leitung liegende Vorrichtung.
Fig. 14 zeigt den Verbrauch von Stickstoff-Stripgas pro Pfünd einer Ethylcarboxycelluloselösung, um verschiedene fraktionelle Verminderungen von Sauerstoff (für eine einstufige Düsen-Venturi-Vorrichtung der in Fig. 4 gezeigten Art) zu erreichen, als eine Funktion der linearen Geschwindigkeit der Verbindung aus Stickstoff und Ethylcarboxylcelluloselösung durch die in der Leitung liegende Vorrichtung.
Fig. 15 zeigt einen Schemaplan einer typischen Stripsystemanordnung, bei der die Stripvorrichtung in der Leitung liegend in einer Rückführungsschleife eines Reaktorsystems angeordnet ist, um für eine Entfernung von gelöstem Gas während einer chemischen Prozeßreaktion zu sorgen.
Fig. 16 zeigt einen Schemaplan für eine typische Anordnung eines Stripsystems, wobei die Stripvorrichtung in der Leitung liegend vor einem Vorratsbehälter und/oder in der Leitung liegend zwischen einem Vorratsbehälter und einem Transportbehälter für ein Fluid angeordnet ist.
Die vorliegende Erfindung schafft ein Verfahren und eine Anordnung zum Strippen mindestens einer flüchtigen Komponente mit hohem Dampfdruck aus einem Fluidgemisch, das eine Komponente mit einem niedrigeren Dampfdruck enthält. Teilchenfürmiger Stoff kann ebenfalls mit dem Verfahren der vorliegenden Erfindung aus dem Fluidgemisch entfernt werden. Mehrere unterschiedliche Gemische wurden unter Verwendung von unterschiedlichen Stripvorrichtungen verarbeitet. Alle Stripvorrichtungen der vorliegenden Erfindung wurden basierend auf dem Prinzip der Ausnutzung von Überschallströmung zur Erzeugung einer Schockwelle aufgebaut, die extrem kleine Blasen (mit einem Durchmesser im Bereich von etwa 0,01 mm bis etwa 1 mm) von Stripsubstanz innerhalb des Gemisches erzeugen. Die Überschallströmung kann erreicht werden, indem die Stripsubstanz mit Überschallgeschwindigkeit in das Gemisch injiziert wird, indem bewirkt wird, daß die Verbindung aus Gemisch und Stripsubstanz mit einer Überschallgeschwindigkeit strömt, oder mittels einer Kombination der beiden Möglichkeiten. Die durch die Schockwelle erzeugten kleinen Blasen schaffen die Oberfläche für den Stoffübergang der flüchtigen Komponente aus dem Gemisch in die Stripsubstanz. Die bevorzugte Stripvorrichtung weist eine in der Leitung liegende Venturi-Anordnung auf die eine Beschleunigung der linearen Geschwindigkeit der Verbindung auf eine Überschallgeschwindigkeit ermöglicht, während der Druckabfall innerhalb des Systems so gering wie möglich gehalten wird.
Verfahrenskenngrößen, wie z.B. Verweildauer (Durchflußrate oder Verarbeitungsrate), Temperatur, Druck, Anfangskonzentration der flüchtigen Komponente in dem Gemisch und in der Stripsubstanz und das Verhältnis der Stripsubstanz zu dem Gemisch wurden variiert, um die bevorzugten Arbeitsbereiche für eine gegebene Verbindung festzulegen, die eine Komponente mit niedrigem Dampfdruck, eine Komponente mit hohem Dampfdruck und eine Stripsubstanz enthält.

Beispiel 1

Sauerstoff wurde aus Wasser unter Verwendung von verschiedenen in der Leitung liegenden Stripvorrichtungen gestrippt: einem in der Leitung liegenden T-Stück der in Fig. 1 gezeigten Art; einer in der Leitung liegenden Einblasvorrichtung der in Fig. 2 gezeigten Art; einer Zufuhr von Stripsubstanz aus einem offenen Rohr in eine Venturi-Anordnung, wie gezeigt in Fig. 3 und einer Zufuhr von unter Druck stehender Stripsubstanz mittels einer Düse in eine Venturi- Anordnung, wie gezeigt in Fig. 4. Alle in der Leitung liegenden Vorrichtungen wurden in einer Rohrleitung mit einer Länge von etwa 500 Zoll stromabwärts von der in der Leitung liegenden Vorrichtung vor dem Austrittsventil angeordnet. Das zum Strippen des Sauerstoffs aus dem Wasser benutzte Stripgas war Stickstoff mit Raumtemperatur, das einen Anfangsgehalt von Sauerstoff von etwa 1 ppm hatte.
Wie gezeigt in Fig. 5 bewirkt bei einer gegebenen Stripverweildauer, einschließlich der Verweildauer in der in der Leitung liegenden Vorrichtung und den Rohrleitungen stromabwärts, die in der Leitung liegende Einblasvorrichtung eine wesentlich bessere fraktionelle Verminderung des Sauerstoffgehalts des Wassers, als das in der Leitung liegende T-Stück. Die letzteren beiden Abtrennungsvorrichtungen, die eine Venturi-Anordnung autweisen, um die Fluidströmung einer Verbindung aus Wasser, Sauerstoff und Stickstoff auf eine lineare Überschallgeschwindigkeit zu beschleunigen, und die bevorzugte Ausführungsformen der Erfindung sind, sorgen für eine wesentliche Verbesserung bezüglich der fraktionellen Verminderung des Sauerstoffgehalts gegenüber sowohl dem in der Leitung liegenden T-Stück als auch gegenüber der in der Leitung liegenden Einblasvorrichtung.
Wie gezeigt in Fig. 6 ist die Leistung einer Vorrichtung, die eine Venturi-Anordnung mit einem Düseneinspritzer für Stripsubstanz aufweist, besser als eine Vorrichtung, die eine Venturi- Anordnung mit einem offenen Rohreinspritzer aufweist. Die Venturi-Vorrichtung mit Düse erwies sich speziell dann als nützlich für die Entfernung von Sauerstoff aus Wasser, wenn die Anfangskonzentration von Sauerstoff in dem Wasser ausgesprochen hoch war.
Fig. 7 zeigt, daß obwohl die Sauerstoff-Entfernungsrate für den offenen Rohreinspritzer plus Venturi erhöht wurde, indem das Rohr näher an die Venturi-Einschnürung herangeführt wurde, die fraktionelle Verminderung von Sauerstoff; die unter Verwendung des Rohreinspritzers plus Venturi erzielt wurde, immer geringer war, als die für die Hochgeschwindigkeitsdüse plus Venturi für jede gegebene Düsenposition. Es wird angenommen, daß die Größe der durch die Schallschockwelle erzeugten Blasen von Stripsubstanz innerhalb der Verbindung aus Wasser, Sauerstoff und Stickstoff direkt proportional zu der Größe der Stickstoff-Stripsubstanzblase ist, die in die strömungsbeschleunigende Vorrichtung vor der Schallschockwelle eintritt. Die Blase, die aus dem offenen Rohr austrat, war erheblich größer als die, die aus der Hochdruckdüse austrat. Außerdem ist es wahrscheinlich, daß eine konische Düse zusätzliche Triebkraft oder Geschwindigkeit auf die Mittellinie des Geschwindigkeitsprofils der Stripsubstanz ausübt, und dabei die Erzeugung einer ausgeprägteren Schockwelle innerhalb des Gemisches unterstützt, und kleinere Blasen in einer gleichförmigeren Verteilung über die Anordnung der Venturi-Vorrichtung erzeugt.
Das in Fig. 1 gezeigte in der Leitung liegende T-Stück weist eine Rohrleitung 2 auf, die einen Innendurchmesser von etwa 21 mm (0,82 Zoll) hat, und eine T-förmige Rohrleitung 4, deren Innendurchmesser etwa 21 mm (0,82 Zoll) beträgt. Wasser mit Raumtemperatur, das mit etwa 9 ppm Sauerstoff gesättigt war, wurde in die T-förmige Rohrleitung 4 bei einem Druck von etwa 1,3 bis 1,6 bar (4 bis 8 psig) und einer Volumendurchflußrate von etwa 11 l/min (3 gal/min (gpm)) eingebracht. Stickstoff-Stripgas mit Raumtemperatur, das eine Sauerstoffkonzentration von etwa 1 ppm hatte, wurde in die Leitung 2 durch ein Rohr 6 eingeführt, das einen Innendurchmesser von etwa 0,64 mm (0,25 Zoll) hatte. Das Rohr 6 wurde konzentrisch in der Leitung 2 angeordnet. Das Ende von Rohr 6 wurde etwa bis in die Mitte des Einlasses der T-förmigen Leitung 4 in Leitung 2 eingeführt, wie gezeigt in Fig. 1. Der Druck des Stickstoffs in Rohr 6 bei Raumtemperatur betrug etwa 1,3 bis 1,6 bar (etwa 4 bis 8 psig). Die Volumendurchflußrate von Stickstoff variierte zwischen etwa 0 standard dm³/min (Kubikzoll/min (scfm)) und etwa 14 standard dm³/min (0,5 scfm), wie gezeigt in Fig. 5. Die Verweildauer der Verbindung aus Wasser, Sauerstoff und Stickstoff innerhalb der in der Leitung liegenden Vorrichtung betrug etwa 0,25 Sekunden und die Verweildauer in den Leitungen stromabwärts vor der Probenentnahme für den Sauerstoffgehalt (Caus) betrug etwa 13 Sekunden. Die fraktionelle Verminderung von Sauerstoff innerhalb des Wassers bei verschiedenen Stickstoff-Durchflußraten ist in Fig. 5 abgebildet. Die fraktionelle Verminderung von Sauerstoff ist gleich der Sauerstoffkonzentration des einströmenden Wassers (Cein) minus der Sauerstoffkonzentration des verarbeiteten Wassers (Caus), gemessen am Ende der 12,7 m (500 Zoll) langen Rohrleitung, wobei die Differenz durch die Sauerstoffkonzentration des einströmenden Wassers (Cein) geteilt wird. Die Werte für das in der Leitung liegende T-Stück von Fig. 1 sind nur zu Vergleichszwecken dargelegt, da T-förmige Gas-Flüssigkeits-Mischsysteme in der Technik bekannt sind.
Die in Fig. 2 gezeigte in der Leitung liegende Einblasvorrichtung weist eine Rohrleitung 10 mit einem Innendurchmesser von etwa 21 mm (0,82 Zoll) und ein T-förmig angesetztes Rohrstück 12 mit einem Innendurchmesser von etwa 21 mm (0,82 Zoll) auf. Die Einblasvorrichtung 14 hatte einen Zylinder aus gesinterten Metall mit einer Durchlässigkeitsgröße, die einen Gasstrom von etwa 3 Mikrometern nach außen aus dem Zylinder erlaubte. Die Einblasvorrichtung 14 wurde konzentrisch in der Rohrleitung 10 angeordnet, so daß jeweils etwa eine Hälfte der Zylinderlänge auf jeder Seite der Mittellinie des T-förmig angesetzten Rohrstücks 12 lag, wie gezeigt in Fig. 2. Die Einblasvorrichtung 14 hatte eine Länge von etwa 22 mm (0,88 Zoll) und einen Außendurchmesser von etwa 13 mm (0,5 Zoll). Mit einer Sauerstoffkonzentration von etwa 9 ppm gesättigtes Wasser mit Raumtemperatur wurde in das T-förmig angesetzte Rohrstück 12 bei einem Druck von etwa 1,2 bis 1,4 bar (3 bis 6 psig) und einer Volumendurchflußrate von etwa 3 gpm eingeleitet. Stickstoff mit einem Sauerstoffgehalt von etwa 1 ppm mit Raumtemperatur wurde durch das Einlaßrohr 16 in die Einblasvorrichtung 14 geleitet. Der Stickstoffdruck in Einlaßrohr 16 betrug weniger als etwa 3,8 bar (40 psig) und die Volumendurchflußrate des Stickstoffs wurde zwischen etwa 0,0 und etwa 14 standard dm³/mm (etwa 0,0 und etwa 0,5 scfm) variiert, wie gezeigt in Fig. 5. Die Verweildauer der Verbindung aus Wasser, Sauerstoff und Stickstoff innerhalb der in der Leitung liegenden Vorrichtung und der Rohrleitung stromabwärts vor der Analyse für den Sauerstoffgehalt des verarbeiteten Wassers war etwa die gleiche, wie für das in der Leitung liegende T-Stück. Sauerstoff wurde aus dem einströmenden Wasser mittels des durch das Wasser geleiteten Stickstoffs gestrippt. Die fraktionelle Verminderung der Sauerstoffkonzentration des Wassers bei verschiedenen Stickstoff- Durchflußraten ist in Fig. 5 gezeigt. Diese Werte werden nur zu Vergleichszwecken dargelegt, da der Gebrauch von Einblasvorrichtungen aus porösem Metall zur Mischung von Gas in eine Flüssigkeit in der Technik als bekannt gilt.
Gemäß der vorliegenden Erfindung weist die in Fig. 3 gezeigte, in der Leitung liegende Abtrennungsvorrichtung eine Rohrleitung 20 mit einem Innendurchmesser von etwa 21 mm (0,82 Zoll) auf, in die eine Venturi-Anordnung 22 eingepaßt ist, die einen Kompressionskegel 24, eine Einschnürung 26 und einen Expansionskegel 28 aufweist. Der eingeschlossene Winkel 30 von Kompressionskegel 24 betrug etwa 21 Grad. Die Einschnürung 26 hatte einen Durchmesser von etwa 4,1 mm (0, 16 Zoll) und eine Einschnürungslänge von etwa 4,1 mm (0,16 Zoll). Der eingeschlossene Winkel 32 von Expansionskegel 28 betrug etwa 15 Grad. Stromaufwärts von der Venturi-Anordnung 22 war ein offenes Rohr 34, das konzentrisch in der Mitte von Rohr 20 durch eine Hülse 36, die sich durch eine Abdeckung 38 am Ende von Rohr 20 erstreckte, angeordnet war. Ein T-förmig angesetztes Rohr 40 erstreckte sich von Rohr 20 stromaufwärts von der Venturi-Anordnung 22, an einer Stelle nahe der Eintrittsöffnung des offenen Rohrs 34, wie gezeigt in Fig. 3. Das offene Rohr 34 hatte einen Innendurchmesser von etwa 4,6 mm (0,18 Zoll) und es konnte innerhalb der Hülse 36 so bewegt werden, daß die Position des Endes 42 von Rohr 34 relativ zu der Venturi-Anordnung 22 bewegt werden konnte. Die Position des Endes 42 von Rohr 34 lag etwa 180 mm (7 Zoll) vom Beginn der Venturi-Einschnürung 26 entfernt, zu dem Zeitpunkt, an dem die in Fig. 5 dargelegten Werte gemessen wurden. An dieser Position lag das Ende 42 von Rohr 34 etwa 132 mm (5,2 Zoll) stromaufwärts vom Beginn des Kompressionskegels 24. Die folgenden Werte haben gezeigt, daß die Venturi-Vorrichtung mit offenem Rohr von Fig. 3 sogar eine noch bessere Leistung erbracht hätte, wenn das Ende 42 von Rohr 34 innerhalb des Kompressionskegels 24 angeordnet gewesen wäre. Mit einer Sauerstoffkonzentration von etwa 9 ppm gesättigtes Wasser bei Raumtemperatur wurde in das T-förmig angesetzte Rohr 40 bei einem Druck von etwa 2,1 bis 3,4 bar (16 bis 35 psig) und einer Volumendurchflußrate von etwa 3 gpm eingeleitet. Stickstoff mit einer Sauerstoffkonzentration von etwa 1 ppm mit Raumtemperatur wurde durch das offene Rohr 34 in die Leitung 20 eingeleitet. Der Druck in dem offenen Rohr 34 betrug weniger als etwa 3,8 bar (40 psig) und die Volumendurchflußrate des Stickstoffs wurde zwischen etwa 0,0 und etwa 14 standard dm3/min (etwa 0,0 und etwa 0,5 scfm) variiert, wie gezeigt in Fig. 5. Sauerstoff wurde von dem einströmenden Wasser mittels des durch das Wasser geleiteten Stickstoffgases gestrippt. Die Wasser-Stickstoff-Verbindung stromabwärts von dem offenen Rohr 34 wurde 50 durch die Venturi-Anordnung 22 geleitet, daß die lineare Geschwindigkeit der Verbindung beim Verlassen der Venturi-Einschnürung 26 im Bereich von etwa 15 m/s (50 Fuß/s) bei keinem Stickstoff-Durchfluß bis etwa 34 m/s (112 Fuß/s) bei 14 standard dm3/min (0,5 scfm) Stickstoff-Durchfluß lag. Abhängig von dem Stickstoffgasanteil der Wasser-Sauerstoff-Stickstoff-Verbindung können theoretisch so geringe lineare Geschwindigkeiten wie z.B. 15 m/s (50 Fuß/s) für Überschallgeschwindigkeit der Verbindung sorgen. Die fraktionelle Verminderung der Sauerstoffkonzentration des Wassers bei verschiedenen Stickstoff-Durchflußraten ist in Fig. 5 dargestellt. Es ist überraschend, solch eine Verbesserung bezüglich der fraktionellen Verminderung bei dem Venturi mit Rohr gegenüber den bekannten Geräten bei so geringen Stickstoff-Durchflußraten wie 2,8 standard dm³/min (0,01 scfm) festzustellen. Es war nicht zu erwarten, daß man die Verbesserung ohne Überschallströmung der Wasser-Sauerstoff- Stickstoff-Verbindung in der Rohr-Venturi-Anordnung feststellt. Dennoch liegt die berechnete mittlere lineare Geschwindigkeit der Verbindung basierend auf den Werten von Kieffer unterhalb von Überschall. Diese unerwartete Leistungsverbesserung wird dem zuvor beschriebenen Konzept zugerechnet, daß es möglich ist, eine Überschallgeschwindigkeit an einem bestimmten Punkt des Fluidströmungsprofils innerhalb der Vorrichtung zu haben, aber nicht an anderen Punkten. Daher kann die mittlere lineare Geschwindigkeit unterhalb der theoretischen Überschallströmung liegen, aber eine Schallschockwelle an punkttörmigen Stellen des Strömungsprofils auftreten. Natürlich tritt die optimale Leistung der Vorrichtung dann au?, wenn die mittlere lineare Geschwindigkeit über der Schallgeschwindigkeit liegt.
Gemäß der vorliegenden Erfindung weist die in Fig. 4 gezeigte, in der Leitung liegende Abtrennungsvorrichtung eine Leitung 50 mit einem Innendurchmesser von etwa 21 mm (0,82 Zoll) auf, in die eine Venturi-Anordnung 52 eingepaßt ist, die einen Kompressionskegel 54, eine Einschnürung 56 und einen Expansionskegel 58 aufweist. Der eingeschlossene Winkel des Kompressionskegels 54 betrug etwa 34 Grad. Die Einschnürung 56 hatte einen Durchmesser von etwa 4,8 mm (0,19 Zoll) und die Länge der Einschnürung betrug etwa 9,1 mm (0,36 Zoll). Der eingeschlossene Winkel des Expansionskegels 58 betrug etwa 35 Grad. Stromaufwärts von der Venturi-Einschnürung 56 war ein Düsenabschnitt 60, der sich von Rohr 62 erstreckte. Rohr 62 war konzentrisch in der Mitte der Leitung 50 angeordnet. Während der frühen Versuchsphase ragte Rohr 62 durch eine Hülse in einen offenen Gehäusebereich. Der offene Gehäusebereich hatte ein Eintrittsrohr und ein Austrittsrohr, die beide einen Durchmesser von etwa 21 mm (0,82 Zoll) hatten; die Mittellinien der beiden Rohre lagen in einem rechten Winkel und das Gehäuse verband die beiden. Rohr 62 ragte in das Gehäuse, wobei dessen Mittellinie konzentrisch mit der Venturi-Einschnürung 56 war. Nach den ersten Arbeiten, einschließlich Beispiel 1, wurde der Gehäuseabschnitt und das Eintrittsrohr durch ein 90 Grad überspannendes Winkelstück 64 ersetzt wie gezeigt in Fig. 4. Eine Hülse 66 ragte durch das Winkelstück 64, so daß das Rohr 62 einschließlich des Düsenabschnitts 60 relativ zu der Venturi- Anordnung 52 bewegt werden konnte. Der Innendurchmesser von Rohrleitung 50 und der Innendurchmesser des Winkelstücks 64 betrugen etwa 21 mm (0,82 Zoll). Der Düsenabschnitt 60 hatte einen Eintrittsinnendurchmesser 68 von etwa 3,3 mm (0,13 Zoll). Ein konischer Abschnitt 70 verband den Eintrittsabschnitt der Düse mit einer Austrittsöffnung 72, die einen Durchmesser von etwa 1,6 mm (0,063 Zoll) hatte. Die Details von Düsenabschnitt 60 sind in Fig. 4a gezeigt. Wasser bei Raumtemperatur mit einer Sättigungskonzentration von Sauerstoff von etwa 9 ppm wurde in das Eintrittsrohr durch das offene Gehäuse in Rohrleitung 50 eingeleitet. Der Druck in Rohrleitung 50 stromaufwärts von der Venturi-Anordnung 52 betrug etwa 2,0 bis 3,5 bar (15 bis 36 psig) (2,0 bar (15 psig) bei keinen Stickstoff-Durchfluß) bei einer Volumendurchflußrate von etwa 3 gpm. Der Druck in Rohrleitung 50 stromaufwärts von der Venturi-Anordnung 52 wurde um etwa 0,8 bis 1,6 bar (3 bis 6 psig) bei einer Volumendurchflußrate von etwa 3 gpm vermindert, wenn stattdessen entsprechend Fig. 4 das Winkelstücks 64 verwendet wurde. Stickstoff mit Raumtemperatur und mit einem Sauerstoffgehalt von etwa 1 ppm wurde durch Rohr 62 in die Düse 60 bei einem Druck von weniger als etwa 10,9 bar (40 psig) in Rohr 62 mit einer Volumendurchflußrate im Bereich von etwa 0,0 bis etwa 14 standard dm3/min (0,5 scfm) geleitet, wie gezeigt in Fig. 5. Sauerstoff wurde aus dem einströmenden Wasser durch das durch das Wasser geleitete Stickstoffgas gestrippt. Die Wasser-Sauerstoff-Stickstoff-Verbindung stromabwärts von Düse 60 wurde durch die Venturi-Anordnung 52 geleitet, so daß die Geschwindigkeit der aus der Venturi-Einschnürung 56 austretenden Verbindung im Bereich von etwa 15 m/s (50 Fuß/s) bei keinen Stickstoff-Durchfluß bis etwa 34 m/s (112 Fuß/s) bei einem Stickstoff-Durchfluß von 14 standard dm³/min (0,5 scfm) lag. Wie zuvor beschrieben kann eine theoretische Überschallgeschwindigkeit für die Verbindung innerhalb diese Bereiches eintreten. Die Verweildauer der Wasser-Sauerstoff- Stickstoff-Verbindung betrug etwa 0,25 Sekunden in der in der Leitung liegenden Vorrichtung und etwa 13 Sekunden in der Rohrleitung stromabwärts, wie zuvor beschrieben. Die fraktionelle Verminderung der Sauerstoffkonzentration in dem Wasser bei verschiedenen Stickstoff-Durchflußraten ist in Fig. 5 abgebildet.
Die fraktionelle Verminderung des Sauerstoffgehalts in Fig. 5 ist gleich
wobei Cein = Anfangskonzentration von Sauerstoff in dem Wasser, das in die in der Leitung liegende Vorrichtung eintritt und Caus = Sauerstoffkonzentration in dem Wasser am Ende der 12,7 m (500 Zoll) langen, zuvor beschriebenen Rohrleitung.
Ein einzelner Durchlauf des Wassers mit Raumtemperatur durch die Venturi-Vorrichtung mit Düse ergab eine fraktionelle Verminderung von etwa 0,94 bei einer Stickstoff-Durchflußrate von etwa 11 standard dm³/min (0,4 scfm). Somit wurde die Sauerstoffkonzentration von etwa 9 ppm auf etwa 0,5 ppm gesenkt. Dies läßt sich mit der Venturi-Vorrichtung mit offenem Rohr vergleichen, die für eine Verminderung von etwa 9 ppm auf etwa 1,0 ppm bei der gleichen Stickstoff-Durchflußrate sorgte. Die in der Leitung liegende Einblasvorrichtung des in Fig. 2 gezeigten Typs sorgte für eine Verminderung der Sauerstoffkonzentration von etwa 9 ppm auf etwa 1,6 ppm bei einer Stickstoff-Durchflußrate von 11 standard dm³/min (0,4 scfm) und das in der Leitung liegende T-Stück sorgte für eine Verminderung von etwa 9 ppm auf etwa 2,2 ppm. Wie angedeutet in Fig. 5, wird die Rate des Stickstoffverbrauchs asymptotisch, wenn sich die fraktionelle Verminderung des Sauerstoffgehalts 1 nähert. Somit gibt es einen Punkt verschwindenden Nutzens eines gesteigerten Stickstoffeinsatzes bei einer Einzeldurchlauf-Entfernung von Sauerstoff bei einer gegebenen Verweildauer.

Beispiel 2

Fig. 6 zeigt die Wirkung der Stellung eines Düsen- oder offenen Rohreinspritzers relativ zu der Venturi-Einschnürung. Für jede gegebene Stellung bezüglich der Venturi-Einschnürung bewirkt die Hochgeschwindigkeitsdüse eine bessere fraktionelle Verminderung von Sauerstoff; wobei alle anderen Variablen im wesentlichen äquivalent sind. Dieses Phänomen wird der geringeren Größe der aus der Düse austretenden Stickstoffblasen gegenüber der aus dem offenen Rohr austretenden Blasengröße und der erhöhten linearen Geschwindigkeit des Stickstoffs in der Mitte des Düsenströmungsprofils zugeschrieben, wie zuvor beschrieben.
Die in Fig. 6 präsentierten Werte wurden unter Verwendung der Stripvorrichtung mit offenem Rohr und Venturi aus Fig. 3 und der Stripvorrichtung mit Düse und Venturi aus Fig. 4 ermittelt, mit der Ausnahme, daß statt des in Fig. 4 gezeigten 900 Grad überspannenden Winkelstücks das offene Gehäuse in der Strömungslinie der Flüssigkeit lag. Sauerstoff wurde aus mit 9 ppm Sauerstoff gesättigtem Wasser mit Raumtemperatur gestrippt, wobei Stickstoff mit einem Sauerstoffgehalt von etwa 1 ppm benutzt wurde. Die Verweildauer in der Stripvorrichtung betrug etwa 19 Sekunden, einschließlich der Verweildauer in der 12,7 m (500 Zoll) langen Rohrleitung. Die Wasser-Durchflußrate betrug etwa 3 gpm bei einem Druck im Bereich von etwa 2,5 bis etwa 3,4 bar (etwa 22 bis 34 psig) stromaufwärts von der Stripvorrichtung, je nach der Stellung der Düse relativ zu der Venturi-Einschnürung. Die Stickstoff-Durchflußrate betrug etwa 2,3 standard dm3/min (0,08 scfm) bei einem Druck von weniger als etwa 3,8 bar (40 psig) in dem Rohr, das zu dem offenen Austrittsende oder dem Düsenausgang führte.
Der hauptsächliche begrenzende Faktor bei der Stellung des Rohrs oder der Düse ist der Druckabfall über das System, gemessen als Differentialdruck über den Einlaß und den Auslaß der in der Leitung liegenden Vorrichtung. Der Druckabfall steigt an, wenn das Rohr oder die Düse näher an die Venturi-Einschnürung herangeführt wird. Der Anstieg des Druckabfalls über die in der Leitung liegende Stripvorrichtung wird durch den erhöhten Bedarf an Pumpleistung verdeutlicht, die benötigt wird, um eine gegebene Volumendurchsatzrate für ein Flüssigkeitsgemisch aufrechtzuhalten.
Fig. 7 zeigt eine Messung des Stripwirkungsgrades für eine in der Leitung liegende Vorrichtung. Der Wirkungsgrad, als Stoffübergangskoeffizient oder Stoffübergangsrate geteilt durch die Pumpenleistung, ist als eine Funktion der Stellung des Stripsubstanz-Einspritzers relativ zum Eintritt in die Einschnürung der Venturi-Vorrichtung abgebildet.
Bei dem in diesem Beispiel beschriebenen System lag der Druckabfall über die Vorrichtung mit Rohr und Venturi, wobei das Rohrende 42 etwa 51 mm (2 Zoll) stromaufwärts vom Eintritt zu der Venturi-Einschnürung 26 entfernt war, bei etwa 1,1 bar (16 psi). Dies ließ sich mit einem Druckabfall von etwa 1,3 bar (19 psi) vergleichen, wenn das Rohrende 42 etwa 25 mm (1 Zoll) vom Eintritt zu Einschnürung 26 entfernt war, und läßt sich vergleichen mit einem Druckabfall von etwa 1,62 bar (23,5 psi), wenn das Rohrende 42 etwa 13 mm (0,5 Zoll) vom Eintritt zu der Venturi-Einschnürung 26 entfernt war. Die Druckabfälle über die Vorrichtung mit Düse plus Venturi betrugen etwa 1,14 bar (16,5 psi), wenn die Düse etwa 51 mm (2 Zoll) vom Eintritt zu der Venturi-Einschnürung 26 entfernt war, etwa 1,38 bar (20 psi), wenn das Düsenende 72 etwa 25 mm (1 Zoll) von der Venturi-Einschnürung 26 entfernt war, und etwa 1,65 bar (24 psi), wenn das Düsenende 72 etwa 13 mm (0,5 Zoll) von der Venturi-Einschnürung 26 entfernt war. Fachleute, die die vorliegende Erfindung einsetzen möchten, würden den akzeptablen Druckabfall (oder die Kosten des Rückgewinnungsdrucks) berücksichtigen, wenn die praktische Stellung des Stripsubstanz-Einspritzers relativ zum Eintritt zu der Venturi-Einschnürung bestimmt wird. Aus Fig. 7 ist ersichtlich, daß es für eine gegebene Durchsatzrate und Verbindung von Flüssigkeitsgemisch und Stripsubstanz eine bezüglich des Stripwirkungsgrades optimale Rohr- oder Düsenstellung relativ zu der Venturi-Anordnung gibt.
Der Druckabfall kann vermindert werden, indem der Durchmesser der Venturi-Einschnürung oder der minimalen Öffnung erhöht wird, oder indem der Durchmesser des Einspritzers relativ zu der Venturi-Einschnürung oder dem kleinsten Öffnungsdurchmesser vermindert wird. Dies erlaubt eine Anordnung des Einspritzers näher an der Venturi-Einschnürung oder dem kleinsten Öffnungsdurchmesser, während der Druckabfall konstant gehalten wird.
Der Druckabfall über die in der Leitung liegende Vorrichtung der vorliegenden Erfindung erhöht sich ebenfalls mit erhöhter Einbringung von Stripsubstanz in die Verbindung aus Gemisch und Stripsubstanz.
Der andere Faktor, der bei der Bestimmung des Gesamtwirkungsgrads des Systems in Betracht gezogen werden muß ist die Menge verbrauchter Stripsubstanz, zur Bereitstellung der nötigen Konzentration der flüchtigen Komponente in dem verarbeiteten Gemisch.

Beispiel 3

Ein weiterer wichtiger Faktor, der die Größe der gebildeten Blasen von Stripsubstanz und somit die Stoffübergangsrate der flüchtigen Komponente von dem Gemisch in die Stripsubstanz beeinflußt, ist der minimale Öffnungsdurchmesser der Venturi-Vorrichtung. Dieser kann der Durchmesser der Venturi-Einschnürung oder der Durchmesser der Öflhung zwischen dem Kompressionskegel und dem Expansionskegel sein. Fig. 8 zeigt die fraktionelle Verminderung des Sauerstoffgehalts von Wasser mit Raumtemperatur bei verschiedenen Stickstoff-Durchflußraten als eine Funktion des kleinsten Öffnungsdurchmessers (in diesem Fall der Durchmesser der Einschnürung) der Venturi-Vorrichtung.
Die in Fig. 8 gezeigten Werte wurden unter Verwendung einer Vorrichtung mit Venturi und Düse ähnlich der in Fig. 4 gezeigten ermittelt. Fünf verschiedene Venturi-Anordnungen, jede mit einem anderen Einschnürungsdurchmesser, wurden bewertet. Die Länge jeder Venturi-Einschnürung war gleich deren Durchmesser. Die von dem Kompressionskegel und dem Expansionskegel eingeschlossenen Winkel blieben, wie zuvor beschrieben. Die Sauerstoffkonzentration des einströmenden Wassers mit Raumtemperatur betrug etwa 10 ppm und der Druck in Rohrleitung 50 stromaufwärts von der Stripvorrichtung lag im Bereich von etwa 2,3 bar (19 psig) bei keinem Stickstoff-Durchfluß für den kleinsten Einschnürungsdurchmesser bis etwa 1,7 bar (10 psig) bei keinem Stickstoff-Durchfluß für den größten Einschnürungsdurchmesser. Die Volumendurchflußrate des Wassers betrug etwa 3 gpm. Der Sauerstoffgehalt des Stickstoff-Stripgases mit Raumtemperatur betrug etwa 1 ppm. Der Druck in dem Stickstoff enthaltenden Rohr stromaufwärts von der Düse wurde wie benötigt variiert, um die erwünschte Stickstoff-Durchflußrate in standard dm3/min (scfm) zu erhalten. Wie in Fig. 8 gezeigt, erhöht bei einer gegebenen Stickstoff-Durchflußrate eine Abnahme des Durchmessers der Venturi-Einschnürung die fraktionelle Verminderung des Sauerstoffgehalts des Wassers.
Einige der in Fig. 8 gezeigten größeren Venturi-Einschnürungsgrößen wurden entworfen, um etwas weniger als die theoretische lineare Unterschallgeschwindigkeit zu bewirken. Zum Beispiel beträgt bei einem Verhältnis von Stickstoff-Volumenstrom zu Wasser-Volumenstrom von 1:1 und einer Wasser-Durchflußrate von etwa 3 gpm, die lineare Geschwindigkeit der Wasser-Sauerstoff-Stickstoff-Verbindung durch den größten Einschnürungsdurchmesser etwa 6,1 m/s (20 Fuß/s). Dies läßt sich mit 30 m/s (100 Fuß/s) für den kleinsten Einschnürungsdurchmesser bei den gleichen Volumendurchflußraten vergleichen. Obwohl die Kurven für die fraktionelle Verminderung des Sauerstoffs für den größeren Einschnürungsdurchmesser nicht die gleiche Form haben, wie die Kurven für die kleineren Einschnürungsdurchmesser, war die klare Trennung bezüglich der Leistung, die aus der theoretischen Unterschallströmung verglichen mit der theoretischen Überschallströmung erwartet wurde, nicht zu erkennen. Es wird angenommen, daß jede Venturi-Anordnung Überschallströmung entlang einiger Strömungswege innerhalb der Anordnung erzeugen kann, nicht jedoch entlang anderen. Obwohl keine Überschallströmung über das gesamte Geräteprofil vorlag, gab es daher lokale Schockwellen an bestimmten Stellen, an denen Überschallströmung erzielt wurde. Infolgedessen war die erreichte Sauerstoffentfernung besser als erwartet.
Zum Beispiel kann die berechnete mittlere lineare Strömungsgeschwindigkeit unterhalb der Schallgeschwindigkeit liegen, das Geschwindigkeitsprofil über die Venturi-Einschnürung jedoch aufgrund von Wandeffekten etc. nicht konstant sein, und die lineare Geschwindigkeit in der Mitte des Profils kann eine Überschallgeschwindigkeit sein.
Fig. 9 zeigt den Stripwirkungsgrad entsprechend Fig. 8 als Stoffübergangskoefflzient, geteilt durch die Pumpenleistung als eine Funktion der Größe der Venturi-Einschnürung. Für eine gegebene Stripanwendung gibt es eine optimale Größe der Venturi-Einschnürung.
Bei der Prüfüng der Gerätevariablen müssen für eine gegebene Konzentration der flüchtigen Komponente eines verarbeiteten Gemisches sowohl die Stellung des Einspritzers relativ zu der kleinsten Venturi-Öffnung als auch die Größe der Öffnung selbst bei dem Entwurf der Abtrennungsvorrichtung in Erwägung gezogen werden. Diese Gerätevariablen müssen mit der Menge von verbrauchter Stripsubstanz abgeglichen werden.

Beispiel 4

Dieses Beispiel und einige, die folgen, sind dazu gedacht, den potentiell großen Anwendungsbereich, in dem das Verfahren und die Vorrichtung der vorliegenden Erfindung eingesetzt werden können, zu veranschaulichen. Es ist nicht beabsichtigt daß diese Beispiele begrenzen, da ein Fachmann diese Erfindung mit geringfügigen Modifikationen für so viele verschiedene Anwendungen nutzen kann.
Sauerstoff wurde von raffiniertem Sojaöl unter Verwendung eines Stickstoff-Stripgases in der in Fig. 4 gezeigten Stripvorrichtung abgetrennt. Die fraktionelle Verminderung des Sauerstoffgehalts in dem Sojaöl ist in Fig. 11 als eine Funktion der Durchflußrate des Stickstoff-Stripgases dargestellt. Die Stickstoff-Einspritzdüse wurde etwa 6,4 mm (0,25 Zoll) stromaufwärts von der Venturi-Einschnürung angeordnet, die einen Durchmesser von etwa 4,8 mm (0,19 Zoll) hatte. Der Anfangsgehalt an Sauerstoff des Sojaöls betrug etwa 37 ppm. Der Anfangsgehalt an Sauerstoff des Stickstoff-Stripgases mit Raumtemperatur betrug etwa 1 ppm. Als die Verarbeitungstemperatur des Sojaöls etwa 33 ºC betrug, die Durchflußrate des Sojaöls bei etwa 6 gpm lag, und die Stickstoff-Durchflußrate bei etwa 10,8 standard dm³/min (0,38 scfm) lag, verminderte ein Einzeldurchlauf durch die Stripvorrichtung den Sauerstoffgehalt von etwa 37 ppm auf etwa 19 ppm. Nach der Abtrennung des mit Sauerstoff gesättigten Stickstoff-Stripgases von dem Sojaöl mittels Gravitation, verminderte ein zweiter Durchlauf durch die Stripvorrichtung (bei den gleichen Betriebsbedingungen) den Sauerstoffgehalt des Sojaöls von etwa 19 ppm auf etwa 10 ppm.
Als die Verarbeitungstemperatur des Sojaöls bei etwa 45 ºC lag, die Sojaöl-Durchflußrate etwa 6 gpm betrug und die Stickstoff-Durchflußrate etwa 18,7 standard dm³/min (0,66 scfm) betrug, verminderte ein Einzeldurchlauf durch die Stripvorrichtung den Sauerstoffgehalt von etwa 37 ppm auf etwa 11 ppm. Ein zweiter Durchlauf durch die Vorrichtung nach der oben beschriebenen Abtrennung verminderte den Sauerstoffgehalt des Sojaöis von etwa 11 ppm auf etwa 3,6 ppm.
Die Menge von Stickstoff; die zum Erzielen einer gegebenen fraktionellen Verminderung des Sauerstoffgehalts des Sojaöls benötigt wird, ist beträchtlich höher als jene, die für die gleiche fraktionelle Verminderung von Sauerstoff in Wasser benötigt wird, wie bei einem Vergleich von Fig. 11 mit Fig. 5 zu sehen ist. Das kommt daher, daß das Sojaöl eine hoch viskose Flüssigkeit ist, die die Diftusionsrate von Sauerstoff in das Stickstoff-Stripgas von 0, 1 vermindert. Außerdem ist die anfangliche Sauerstoff-Sattigungskonzentration in Sojaöl etwa 4 mal größer als die Sauerstoffsättigung in Wasser bei der gleichen Temperatur. Der Stickstoffverbrauch wird von dem Sauerstoff-Anfangsgehalt des Sojaöls, dem Sauerstoff-Anfangsgehalt des Stickstoffs, der Durchflußrate der Öl-Stickstoff-Verbindung durch die Stripvorrichtung und von der Temperatur der Verbindung beeinflußt.
Es wurde herausgefunden, daß die erreichbare fraktionelle Verminderung erhöht werden kann, indem die Temperatur des zu strippenden Flüssigkeitsgemisches wie hier demonstriert erhöht wird. Obwohl die Löslichkeit des Sauerstoffs im Sojaöl mit der Temperatur ansteigt, gleicht der Anstieg der Sauerstoff-Diffusionsrate von dem Öl in das Stickstoff-Stripgas die Anderungen der Sauerstoff-Löslichkeit mehr als aus.
Da es nicht möglich war, eine fraktionelle Verminderung des Sauerstoffgehalts von mehr als etwa 0,7 ohne einen ungünstigen Druckabfall über die in der Leitung liegende Vorrichtung und ohne den Verbrauch von unzweckmäßigen Mengen von Stickstoff-Stripgas zu erreichen, wurde Mehrstufenstrippen mit Abtrennung des Stripgases von dem Öl nach jeder Stufe angewendet, wie oben beschrieben, um fraktionelle Verminderungen von Sauerstoff von bis zu etwa 0,9 zu erzielen.

Beispiel 5

Unter Verwendung der in Fig. 4 gezeigten Stripvorrichtung wurde Sauerstoff von rohem Maisöl gestrippt. Die fraktionelle Verminderung des Sauerstoffgehalts in dem Maisöl ist in Fig. 12 als eine Funktion der Durchflußrate des Stickstoff-Stripgases und der Maisöl-Durchflußrate abgebildet. Die Stellung der Stickstoff-Einspritzdüse und der Durchmesser der Venturi-Einschnürung waren die gleichen wie bei Beispiel 4. Der anfangliche Sauerstoffgehalt des Maisöls betrug etwa 38 ppm. Der anfängliche Sauerstoffgehalt des Stickstoff-Stripgases mit Raumtemperatur betrug etwa 1 ppm. Die Verarbeitungstemperatur des Maisöls betrug etwa 30 ºC.
Es wurde herausgefunden, daß wie in Fig. 13 gezeigt die erreichbare ftaktionelle Verminderung von Sauerstoff unabhängig von der linearen Geschwindigkeit der Maisöl-Stickstoff-Verbindung durch die Venturi-Anordnung ist, so lange die lineare Geschwindigkeit der Verbindung über der Schallgeschwindigkeit liegt, und die Gesamtverweildauer für die in der Leitung liegende Vorrichtung und die Rohrleitung stromabwärts mindestens 5 Sekunden beträgt.

Beispiel 6

Die in Fig. 4 gezeigte in der Leitung liegende Stripvorrichtung wurde dazu benutzt, Sauerstoff aus einer wässrigen Lösung von Ethylcarboxycellulose zu strippen. Das Ende der Stickstoff- Einspritzdüse 70 war etwa 6,4 mm (0,25 Zoll) stromaufwärts von der Venturi-Einschnürung angeordnet, die einen Durchmesser von etwa 4,8 mm (0,19 Zoll) und eine Länge von etwa 9,1 mm (0,36 Zoll) hatte.
Die Konzentration von Ethylcarboxycellulose in der Lösung lag im Bereich von etwa 0,15 Gewichtsprozent (mit einer Viskosität bei Raumtemperatur von etwa 5 cps) und etwa 0,42 Gewichtsprozent (mit einer Viskosität bei Raumtemperatur von etwa 53 cps). Der anfängliche gesättigte Sauerstoffgehalt einer typischen Ethylcarboxycellulose-Lösung mit Raumtemperatur betrug etwa 8 ppm. Der anfängliche Sauerstoffgehalt des Stickstoff-Stripgases mit Raumtemperatur lag bei etwa 1 ppm. Die Volumendurchflußrate der Lösung wurde von etwa 3 bis etwa 5 gpm variiert und die Volumendurchflußrate des Stickstoff-Stripgases wurde von etwa 0,71 standard dm³/min (0,025 scfm) bis etwa 7,4 standard dm³/min (0,26 scfm) variiert.
Fig. 14 zeigt die fraktionelle Verminderung des Sauerstoffgehalts einer Ethylcarboxyce! lulose-Lösung als eine Funktion der Stickstoff-Stripgas-Beschickung und der linearen Geschwindigkeit der Verbindung aus Lösung und Stripgas durch die in der Leitung liegende Stripvorrichtung.
Die Sauerstoffentfernung wurde in einem statischen Einstufen-Stripbetrieb unter Verwendung der in Fig. 4 gezeigten in der Leitung liegenden Stripvorrichtung ausgeführt. Die Rohrleitung hatte einen Innendurchmesser von etwa 21 mm (0,82 Zoll) und die Messung der Caus Sauerstoffkonzentration wurde stromabwärts von der in der Leitung liegenden Stripvorrichtung nach einer Rohrlänge von etwa 12,7 m (500 Zoll) vorgenommen. Die Systemtemperatur betrug etwa 18 ºC und die Viskosität der Ethylcarboxycellulose-Lösung betrug etwa 5,5 cps.
Die fraktionelle Verminderung der Sauerstoffkonzentration als eine Funktion der Beschickung mit Stickstoff-Stripgas wurde bei so hohen Gasbeschickungen wie z.B. 160 Volumenprozent untersucht. Bei der Beschickung mit 160 Volumenprozent Stickstoff-Stripgas in einer Ethylcarboxycellulose-Lösung mit einer Viskosität von etwa 53 cps bei etwa 27 ºC fand sich keine Phasentrennung.

Beispiel 7

Geschmolzenes Aluminium reagiert prompt mit Luftfeuchtigkeit, wobei Wasserstoff und Aluminiumoxid gebildet werden. Wasserstoff wird im Aluminium verbleiben, da er recht löslich oberhalb des Schmelzpunkts von Aluminium ist. Der Wasserstoff muß aus dem geschmolzenen Metall vor dem Gießen entfernt werden, da sonst Sprünge und Hohlräume auftreten können, wenn der Wasserstoff bei der Erstarrungstemperatur von Aluminium ausgetrieben wird. Das übliche Verfahren zur Wasserstoff-Entfernung ist, Stickstoff Argon oder Mischungen inerter Gase (mit sehr geringer Löslichkeit) durch ein Bad des geschmolzenen Metalls einzublasen. Das geschmolzene Metall wird dann von dem Bad in eine Entgasungseinheit übergeleitet, wo die Gasblasen an die Oberfläche steigen und abgezogen werden. Das inerte Gas wird auch Teilchen wie z.B. Aluminiumoxid oder andere feste Verunreinigungen entfernen. Die Teilchen werden aufgrund von Oberflächenspannung an der Innenseite der Gasblasen haften. Das Entfernen von Teilchen ist ein wichtiger Teil des Verfahrens. Das oben beschriebene Chargenverfahren hat jedoch einen sehr geringen Stripwirkungsgrad aufgrund des Zurückmischens von Materialien niedriger und hoher Reinheit bei diesem Chargenbetrieb. Der Partialdruck von Wasserstoff in der Gasphase ist proportional zum Quadrat der Wasserstoffkonzentration in der flüssigen Phase. Daher wird die treibende Kraft bei Chargenstripverfahren recht klein bei fortdauerndem Strippen.
Die Verwendung einer in der Leitung liegenden Stripvorrichtung ermöglicht das Inkontaktbringen eines Stripgases mit dem geschmolzenen Aluminium, wenn das geschmolzene Aluminium die höchste Konzentration von Wasserstoff und Teilchen hat. Daher werden die in Richtung eines Gleichgewichts treibenden Kräfte maximiert. Geschmolzenes Aluminium von etwa 700 ºC wird von einem Schmelztiegel durch die in der Leitung liegende Stripvorrichtung zu einem Entgasungstank gepumpt oder mittels Druck überführt. Die Pumpe, die Leitungen und die in der Leitung liegende Stripvorrichtung bestehen aus feuerfesten Materialien wie z.B. Graphit, Siliziumnitrit oder Siliziumcarbid etc. oder sind mit diesen ausgekleidet. Bevorzugte Stripgase beinhalten Stickstoff und Argon. Eine geringe Menge Chlor kann dem Stripgas zugesetzt werden, um die Entfernung von Alkalimetallen zu unterstützen. Stripgas bei einer Volumendurchflußrate von etwa 280 standard dm³/min (10 scfm) kann etwa 27200 kg/h (60000 Pfünd/h) von geschmolzenem Aluminium in einer in der Leitung liegenden Stripeinheit mit einem Durchmesser von 64 mm (2,5 Zoll) behandeln. Der Stripgasverbrauch liegt bei etwa 621 standard dm³/min/t Aluminium (19,9 scf/t). Der optimierte Stripgasverbrauch wird in Abhängigkeit von der Konzentration des Wasserstoffs in dem geschmolzenen Aluminium variieren; typischerweise liegt die Konzentration des Wasserstoffs im Bereich von etwa 0,1 bis 0,4 cc/g.
Ein Verfahrensflußdiagramm, das nicht begrenzen soll, für ein typisches System zum Strippen einer gelösten Komponente mit hohem Dampfdruck von einem Reaktionsgemisch ist in Fig. 15 gezeigt.
Ein Verfahrensflußdiagramm für ein typisches System, das nicht begrenzen soll, zum Entfernen einer gelösten Komponente mit hohem Dampfdruck von einer Flüssigkeit, die gespeichert werden soll und/oder von einer Flüssigkeit, die transportiert werden soll, ist in Fig. 16 gezeigt.
Das Entfernen eines Gases, wie z.B. Sauerstoff von einer zu lagernden Flüssigkeit kann Oxidation von Teilen der Komponenten dieser Flüssigkeit während der Lagerzeit verhindern.
Die oben beschriebenen in der Leitung liegenden Striptechniken können zur Entfernung von Feuchtigkeit von organischen Fluiden, wie z.B. Fettsäureestern und Methylbenzoat benutzt werden.

Claims

1. Verfahren zum Abtrennen mindestens einer (flüchtigen) Komponente mit höherem Dampfdruck oder eines teilchenförmigen Stoffes oder Kombinationen davon von einem Fluidgemisch, das eine Komponente mit niedrigerem Dampfdruck aufweist, bei dem:

(a) das Fluidgemisch mit einer unmischbaren Stripsubstanz oder einer Stripsubstanz in Kontakt gebracht wird, die eine sehr geringe Löslichkeit in dem Fluidgemisch unter Arbeitsbedingungen hat, wobei sich die Stripsubstanz von der flüchtigen Komponente oder dem teilchenförmigen Stoff unterscheidet;

(b) ein Gleichstrom einer Zusammensetzung, welche das Fluidgemisch und die Stripsubstanz aufweist, bewirkt wird,

(c) dafür gesorgt wird, daß mindestens ein Teil der im Gleichstrom fließenden Zusammensetzung mit einer linearen Geschwindigkeit strömt, die mindestens gleich der Schallgeschwindigkeit ist; und

(d) die Stripsubstanz von dem Fluidgemisch getrennt wird, wodurch mindestens ein Teil der Komponente mit höherem Dampfdruck, des teilchenförmigen Stoffes oder von Kombinationen davon bei der Trennung von dem Fluidgemisch beseitigt wird.

2. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem die Stripsubstanz ursprünglich mit dem Fluidgemisch in Kontakt gebracht wird, indem die Stripsubstanz in das Fluidgemisch mit einer mittleren linearen Geschwindigkeit injiziert wird, die für die Stripsubstanz unter der Schallgeschwindigkeit liegt.

3. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem die Stripsubstanz ursprünglich mit dem Fluidgemisch in Kontakt gebracht wird, indem die Stripsubstanz in das Fluidgemisch mit einer mittleren linearen Geschwindigkeit injiziert wird, die für die Stripsubstanz mindestens gleich der Schallgeschwindigkeit ist

4. Verfahren nach Anspruch 1, Anspruch 2 oder Anspruch 3, bei dem die mindestens Schallgeschwindigkeit aufweisende Strömung des mindestens einen Teil der im Gleichstrom fließenden Zusammensetzung ausmachenden Stromes dadurch verursacht wird, daß die Zusammensetzung durch eine innerhalb einer Pipeline angeordnete Vorrichtung hindurchgeleitet wird.

5. Verfahren nach Anspruch 4, bei dem die Vorrichtung eine Venturi-Anordnung aufweist.

6. Verfahren nach Anspruch 5, bei dem die Stelle, an welcher die Stripsubstanz injiziert wird, mindestens 0.1 Pipeline-Durchmesser stromaufwärts von der Venturi-Einschnürung oder stromaufwärts von der den kleinsten Durchmesser aufweisenden Öffnung der Venturi-Anordnung liegt.

7. Verfahren nach Anspruch 6, bei dem die Stelle, an der die Stripsubstanz injiziert wird, etwa 0.2 bis etwa 25 Pipeline-Durchmesser stromaufwärts von der Venturi-Einschnürung oder stromaufwärts von der den kleinsten Durchmesser aufweisenden Öffnung der Venturi-Anordnung liegt.

8. Verfahren nach Anspruch 6, bei dem die Injektionsstelle innerhalb des Kompressionskegels der Venturi-Anordnung liegt.

9. Verfahren nach Anspruch 6, bei dem die Länge der Venturi-Einschnürung der Venturi- Anordnung die Kleinstlänge ist, die unter herkömmlichen Bedingungen fertigungstechnisch möglich ist.

10. Verfahren nach Anspruch 4, bei dem das Fluidgemisch eine wässrige Lösung aufweist.

11. Verfahren nach Anspruch 4, bei dem das Fluidgemisch eine wässrige Dispersion oder Suspension aufweist.

12. Verfahren nach Anspruch 4, bei dem das Fluidgemisch eine organische Substanz aufweist.

13. Verfahren nach Anspruch 4, bei dem das Fluidgemisch eine organische Lösung aufweist.

14. Verfahren nach Anspruch 4, bei dem das Fluidgemisch eine organische Suspension oder Dispersion aufweist.

15. Verfahren nach Anspruch 4, bei dem das Fluidgemisch ein fließfähiges Metall oder eine fließfähige Metallegierung aufweist.