JPH0586242B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 〔発明の分野〕 本発明は流体混合物における低蒸気圧成分から
高蒸気圧成分及び或は粒状物質を分離する方法及
び装置、例えば、液体から気体を分離する方法及
び装置に関するものである。装置の機能部分は、
分離が、混合物がパイプライン中を移動する間に
為されるようパイプラインの内側に嵌着される。
本方法には混合物を、混合物から除去するべき高
蒸気圧成分及び或は粒状物質ではなく、不混和性
あるいは低溶性ストリツプ物質と接触させること
が含まれる。高蒸気圧成分は混合物の低蒸気圧成
分からストリツプ物質中へと引出される。除去さ
れる粒状物質は高蒸気圧成分化或はストリツプ物
質に付着するべきである。ストリツプ物質は次い
で混合物から分離され、混合物中の高蒸気圧成分
及び或は粒状物の量が低減される。

〔従来技術の説明〕

液体に溶解或は懸濁された気体を、ストリツプ
気体と接触させることによる除去は斯界に周知で
ある。溶解気体の除去に対する要件は、溶解気体
のストリツプ気体中での分圧が液体中の溶解気体
のそれ以下であり、斯くして液体からストリツプ
気体への溶解気体の大量移動が許容されることで
ある。液体からの溶解気体の除去速度は、液体か
らストリツプ気体への溶解気体の拡散速度によつ
て制御される。液体中の溶解気体は結局、ストリ
ツプ気体中の溶解気体との平衡状態に達し、その
後は液体からの溶解気体の追加的拡散はない。平
衝の為の状況はヘンリーの法則によつて説明され
得る。代表的な平衡現象の良好な説明及関与する
パラメータの種類は、1979年の“水の脱酸のため
の簡単な製造システム”と題する文献中の欧州醸
造協定の第17議会の議事録第245〜58頁に見られ
る。この文献は、窒素気体をストリツプ気体とし
て醸造物から溶解酸素を除去（ストリツプ）する
方法を記載する。1969年６月25日発行の英国仮特
許明細書第1156417号には、液体中に該液体より
も低い酸素分圧を有し液体と化学反応しない気体
をバブリングすることによつて、液体から溶解酸
素を除去する方法が記載される。ストリツプ用気
体としての窒素を液体中に供給する為に散布装置
が使用される。酸素除去速度は、窒素気体導入点
の下流点における液体流れに乱流を引き起すこと
によつて実質的に増大される。乱流を創出し得る
異なる装置が記載される。

1987年６月27日付けの米国特許第4639340号に
は液体中に気体を溶解する為の方法が記載され
る。該方法は、流体流れを加圧する段階、液体中
に音速より遅い速度で移動する気体−流体混合物
を形成される為に気体を加圧流れ中に導入する段
階、加圧流れ中の気泡寸法を減少させるに効果的
な第１の衝撃波を創出する為に、加圧混合物流れ
を音速に加速しそれによつて加圧下で液体中に気
体を拡散させて流れ速度を音速以下に減少させ、
加圧流れを出口へと搬送する段階、第２の衝撃波
を創出する為に、出口から流出する以前に出口付
近で加圧流れを再度音速に加速する段階、を含ん
でいる。

液体から気体をストリツプする為の多くの用途
例がある。その最も良く知られたものは液体から
の酸素ストリツプである。以下に代表例を挙げる
がこれに限定されるものではない。より多くの油
の回収に於ては油井に海水が直接注入される。腐
蝕を最小限とする為に、海水注入前に海水から溶
解酸素を除去する必要がある。脱酸水は代表的に
0.1から1ppmの溶解酸素を含んでいる。多くの場
合、酸素の除去は真空脱気ストリツプ或は含水炭
素ストリツプによつて実施される。1977年４月12
日付けの米国特許第4017276号には、窒素ストリ
ツプ用気体を使用する海水からの溶解酸素ストリ
ツプ方法が記載される。海水はストリツプ用タワ
ーに導入される。窒素ストリツプ気体と海水とを
逆方向で接触させる結果、ストリツプ後の海水中
の残留酸素濃度は7.5から12ppmにも低くなる。
1986年９月16日付けの米国特許第4612021号及び
1984年４月18日付けの英国特許GB2127711号に
は、水攻法石油回収に使用される海水の脱酸素方
法が記載される。1978年11月８日八項の英国特許
GB1531537号には海水から溶解酸素を除去する
為に窒素気体を使用する方法が記載される。窒素
気体は、海水と同じ流れに配置され並列静止ミキ
サーを使用して海水中に混合される。混合物は引
続きサイクロン分離機に送られる。

ボイラ供給水の脱酸素は代表的に、水を蒸気で
もつて昇温することにより熱脱気器に於て実施さ
れる。1985年のProcess Engineering of
London，Vol.66，No.８，41頁の“脱気の為の冷
却方法”と題する文献には、ボイラ供給水から酸
素及び二酸化炭素を除去する為のストリツプ用気
体として窒素を使用することが報告されている。
日本国特許JP60／183012号には窒素ストリツプ
によつてボイラ供給水の溶解酸素を除去する為の
方法が記載される。

日本国特許JP50／121681号にはタイヤプラン
トに使用される開放冷却システムにおける水から
の酸素除去方法が記載される。冷却水は、窒素対
水素比率を６：１として窒素と共に散布される。

日本国特許JP59／154109号には工業用水を、
溶解酸素濃度を0.1ppm以下とする為に酸素含有
量を低減させるべく、窒素と共に散布する方法が
記載される。

日本国特許JP58／133885号には低圧で窒素と
共に散布することによつてプロセス水から酸素を
除去する方法が記載される。

1964年５月５日付けの米国特許第3132013号に
は給水取扱いの為のプロセスが記載され、該プロ
セスには窒素ストリツプを使用して水から酸素を
除去することが含まれる。

1973年５月15日付けの米国特許第3732668号に
は、飛行機の燃料タンクに挿入しそれによつて燃
料から溶解酸素を除去するシステムが記載され
る。

1982年10月５日付けの米国特許第4352682号に
は、炭酸飲料製造に使用するべき水から酸素を除
去する為の脱気ユニツトが記載される。

1981年３月31日付けの米国特許第4259360号に
は窒素を使用しての気体散布によつて、飲料に使
用される水及び食料品の溶解酸素含有量を低減す
る方法が記載される。

引用したこれら従来技術には第１の気体の、第
２のストリツプ気体を使用してのストリツプが示
される。その目的は、動力消費量並にストリツプ
用気体の消費量を最小限としつつ、第１の気体の
除去を最大限とすることにある。ストリツプ用気
体を使用して液体から粒状汚染物質を除去するこ
ともまた可能である。粒状物質はストリツプ用気
体それ自身に付着し得或はストリツプ用気体によ
つて液体から除去された、液体中の揮発成分に付
着し得る。ストリツプ用気体の消費量は、ストリ
ツプ用気体及び液体の良好な混合状況を発生させ
ることにより低減されてきた。改良された混合は
ストリツプ用気体の有効表面積を増大し、それに
よつて液体全体を通じてのストリツプ用気体の分
布を改善する。こうした作用は共に、揮発成分及
び或は粒状物質の、液体からストリツプ用気体へ
の物質移動を増大させる。しかしながらより強い
混合は、並列静止キキサー及びストリツプ用気体
−流体混合物がそこを通過しなければならない不
混和性網状物質を含む混合チヤンバを使用する如
き方法によつてストリツプ用気体及び液体間に乱
流を創出することにより達成されてきた。より強
い乱流はプロセスライン及び混合チヤンバ内を横
断しての増大圧力の降下を犠牲にして入手され、
より高い運転圧力を必然ならしめた。これにより
第１の溶解気体は液体中に戻されそれによつて動
力消費量は増大された。

システム運転上の圧力の著しい増大（分離損失
及び動力消費コストの増大を伴う）の無い、スト
リツプ用気体の有効表面積を増大する方法の発見
が所望される。

〔発明の概要〕

本発明に従えば、少くとも一つの高蒸気圧成分
（揮発性）或は粒状物質或はそれらの組合せ物質
或が、低蒸気圧成分を含す流体混合物から分離さ
れる。分離は、混合物と、不混和性のストリツプ
用物質或は流体混合物中の溶解度の非常に低いス
トリツプ用物質にして、揮発成分或は粒状物質
（場合に応じる）とは異なるストリツプ用物質と
を接触させることによつて達成される。混合物中
の少くとも一つの高蒸気圧成分は、熱力学的平衡
を達成する為にストリツプ用気体中に拡散され、
引き続き、不混和性の或は流体混合物中での溶解
度非常に低いストリツプ用物質と共に混合物から
分離される。粒状物質の流体混合物からの除去に
際しては、粒状物質はストリツプ用物質それ自身
か或はストリツプ用物質中に拡散される揮発性の
少くとも一つの高蒸気圧成分に付着されねばなら
ない。

本発明の方法は、流体混合物内部にストリツプ
用物質の極めて小さい（１mmより小さく且つ好ま
しくは0.01mm以下）気泡を形成する為の非−機械
的方法を提供することから、類似の物質移動技術
を使用する従来からのストリツプ方法に勝る改良
が為される。より小さい気泡は、混合物からスト
リツプ用物質中へと、少くとも一つの高蒸気圧成
分がそこを通して拡散するストリツプ用物質の為
の有効表面積を増大させる。より小さい気泡は粒
状物質が付着し得る表面積をも増大させる。本発
明の好ましい方法に於ては、混合物からの高蒸気
圧成分の物質移動を容易化しそれによりポンピン
グ動力要件を低減する、従つて動力消費コストを
低減させる比較的低圧での分離システムの運転が
要求される。更に、本発明の好ましい方法は、混
合物が流動する管内に配置され、少くとも一つの
高蒸気圧成分及び或は混合物から除去されるべき
粒状物質を分離する為の比較的簡単な手段を提供
する手段を使用して実施される。斯くして、ここ
に開示される装置及び方法は、少ないストリツプ
用物質及び動力消費量でもつて、増長されたスト
リツプ効果を提供することにより、従来既知の技
術に勝る運転上のコスト削減を可能ならしめる。
好ましい並列ストリツププロセスは単一ステージ
による除去とし得、それによるストリツプ用物質
と混合物との同一方向流れが、粒状物質の付着に
よる物質移動及び或はストリツプ用物質内への界
面を通しての少くとも一つの高蒸気圧成分の物質
移動の為に必要な接触時間を提供する。物質移動
量を増大させる為に、管中に一つ以上のストリツ
プ用装置を配置し得る。物質移動量を増大させる
為のストリツプ用装置を含む管を通して混合物を
再循環させることもまた、可能である。

本発明の方法では、混合物内部に極めて小さい
ストリツプ用物質の気泡を創出させる為の、少く
とも一つの衝撃波を発生させる為に、ストリツプ
用物質のために少くとも音速（超音速）である流
速或はストリツプ用物質がその中に拡散された混
合物の少くとも一部が少くとも音速（超音速）で
ある流速域はそれらの組合せ流速に於てストリツ
プ用物質が流体混合物中に供給され、それによつ
て物質移動界面を増大させる為のストリツプ用物
質の表面積が大幅に増大される。水中での音速は
約1410m／sec（約4700ft／sec）から約1440m／
sec（約4800ft／sec）であり、空気中でのそれは
約330m／sec（約1100ft／sec）である。本発明に
先立つ研究期間中、気体或は蒸気が約330m／sec
（約1100ft／sec）より大きい直線速度で流体混合
物に入ると局部的に衝撃波が生それが気体或は蒸
気を、液相中に拡散され得る極めて小さい気泡へ
と粉砕することが分つた。

液中における気体或は蒸気泡の出現は、混合物
中の音速を或は気体／蒸気−液体の拡散を大幅に
低減させる。こうした現象は、1977年７月10日付
けのGeophysical Researchジヤーナル誌vol.82，
No.20第2895〜2904頁の“液体−気体混合物中の音
速：水−空気及び水−蒸気”に記される。複合混
合物中の音速計算方法は、1987年のInt.J.
Multiphase Flow誌vol.13，No.３第295〜308頁の
“２相複合流体における熱力学的音速の計算”に
示される。これら２つの内容への参照がここでは
為される。

前記気体−蒸気流体混合物における音速の減少
の一つの例は、体積比約１：１の空気−水混合物
におけるものである。この混合物では、音速は温
度及び圧力に依存して約15m／sec（約50ft／sec）
に減少する。従つて、この空気及び水の流体混合
物が約15m／sec（約50ft／sec）よりも大きな理
論直線速度で移動すると衝撃波が生じ、水中の空
気を極めて小さい気泡に粉砕せしめる。これと同
一の原理が、流体混合物中の不混和性或は非常に
溶解度の低いストリツプ用物質の極めて小さい気
泡を比較的低い直線流れ速度に於て発生させるた
めに、本発明の方法に使用される。

本発明の方法に於ては、衝撃波を創出する為に
必要な少くとも音速（超音速）である速度は、以
下の３つの段階、即ち１）．注入位置でストリツ
プ用物質が超音速となるようストリツプ用物質を
直接流体混合物に注入し或は管に拡散する段階、
２）．ストリツプ用物質を、それが亜音速で液体
に入るよう流体混合物に注入或は拡散させるが、
然し、ストリツプ用物質を流体混合物と共に組合
せ体として、その少くとも一部分の直線速度を少
くとも音速に増大させる並列装置を直通させる段
階、３）．ストリツプ用物質を超音速で管中の流
体混合物に注入し、それによりその結果創出され
たストリツプ用物質と流体混合物との組合せ組成
物を、該組合せ組成物の少くとも一部分の速度が
超音速となる並列装置を送通させる段階、の内の
一つの段階によつて達成される。

本発明の方法の研究中に、局部的な衝撃波は、
流体流動プロフイールを横断しての流動組成の音
速を越える位置に生じ得ることが分つた。幾つか
の用途に使用される並列のストリツプ用装置の寸
法に依存して、流れの直流速度は流れプロフイー
ル中央に於て最も大きく、局部的な衝撃波はこの
位置に生ずる。斯くして、並列のストリツプ用装
置を貫通しての気体−流体混合物ストリツプの為
の平均速度が音速であつても、本発明は有効であ
り得る。

混合物からの少くとも一つの高蒸気圧成分及び
或は任意の粒状物質の分離を増長させる為に、管
中に一つ以上のストリツプ用装置を直列状態で使
用することが可能である。実験中に、ストリツプ
用物質中及び流体混合物中の高蒸気圧成分の各分
圧を熱力学的平衡状態とする為に必要な滞留時間
は、代表的に60秒より小さいことが見出された。
斯くして、ストリツプ用物質をストリツプ用装置
を通してのシングルパスの後吸引し得、次で、適
切には典型的に流体混合物からのストリツプ用物
質の分離を可能としそして流体混合物を、ストリ
ツプ用物質をその内部に拡散した状態で並列の第
２のストリツプ用装置に通すに先立つて、新規量
のストリツプ用物質が導入される。

高蒸気圧成分及び或は任意の粒状物質がそこか
ら分離されるところの流体混合物を、同一の並列
ストリツプ用装置を通して再循環させ得る。しか
しながら、上述の如くストリツプ用物質は追加的
な高蒸気圧成分の物質移動を受入れる能力を有す
ることが重要であり、そうでなけれ再循環は無益
である。

流体混合物からの高蒸気圧成分のストリツプ用
物質への物質移動速度は主に以下の要因、即ち、
ストリツプ物質中及び混合物中に出現する高蒸気
圧成分の量と、そこを通して物質移動が生じ得る
ところのストリツプ用物質及び混合物間の表面積
の量と、そして管中のストリツプ用物質及び流体
混合物組成物の滞留時間と、に依存している。与
えられた管中における組成物の体積流量は、流体
混合物からの不混和性のストリツプ物質の分離に
先立つての管内での組成物の滞留時間、並びに並
列のストリツプ用装置を貫流する組成物の直線速
度を決定する。並列のストリツプ用装置の幾つか
の位置に於ては、組成物の直線速度は最小限、組
成物の少くとも一部分に少くとも音速流れを発生
させるに十分なものでなけれならない。

流体混合物−ストリツプ用物質からなる組成物
の直線速度を増大させる為に使用する並列の装置
は、組成物の少くとも一部分を少くとも音速（超
音速）とするに十分な流れの加速パターンを提供
する任意の装置とし得る。しかしながら、所定の
液体／揮発性成分／ストリツプ用物質組成物のた
めに入手し得る気泡（従つて物質移動表面積）の
寸法、要求される運転圧力、そしてシステム内部
の動力消費量は、並列装置の構造及液体−揮発体
成分組成物中への注入位置或は流れ加速装置に関
する拡散位置に依存する。

好ましい並列装置は、液体／揮発成分／ストリ
ツプ用物質組成物がそこから通入する少くとも一
つの入力圧縮コーン及び組成物がそこを通して出
る拡張コーンを具備するベンチユリ形式のもので
ある。この形式の並列装置は、並列装置を横断し
ての圧力降下の低減を容易化し、システム運転上
の必要圧力及び装置運転の為のポンピング（動
力）コストを低減させることから、好ましいもの
である。

所定の液体／揮発性成分／ストリツプ用物質組
成物のためのストリツプ用の運転は、ストリツプ
用物質の消費量及び動力消費量を最小限としつつ
液体中に溶解した揮発成分及び或は粒状物質の要
求残留濃度を得る方法を提供することによつて最
も効率的に為され得る。ストリツプ用装置の動力
消費量及びストリツプ用物質の必要量は、ストリ
ツプ用装置の構造寸法を最適化すると共に、限定
するものではないが、例えば並列滞留時間及びス
トリツプ用装置を通しての容積流量を介しての直
線速度、温度、圧力、プロセス処理される液体の
容積に対するストリツプ用物質の相対容積、そし
てストリツプ用物質における揮発性成分の初期濃
度の如きプロセス変数を変化させることによつて
低減し得る。

ストリツプ用装置の構造に関しては、それが注
入ノズル及びベンチユリ部を含む場合はストリツ
プ用装置の有効性は、ストリツプ用物質がそこか
ら流体混合物に入るところの注入ノズルをベンチ
ユリ部のスロート或は最も直径の小さい開口に接
近して、（ベンチユリ部はスロートと言えるほど
のものを有さないことからそのどちらでも良い
が）配置することにより増大されることが見出さ
れた。しかしながら、管を通して液体／揮発性成
分／ストリツプ用物質組成物を移動させる為に要
求されるシステムの運転圧力及びポンピング動力
は、ノズルがベンチユリのスロートに接近し或は
ベンチユリ部の最小直径の開口に接近するにした
がつて増大する。斯くして、そうしたベンチユリ
部に対する最小限のポンピングコストで、プロセ
ス処理された液体中の溶解揮発性成分の必要残留
濃度を得るノズルを具備する注入器の位置が、各
ストリツプシステム毎に存在する。

注入器の配置における構造的な制限もまた存在
する。圧縮コーンのベンチユリ部の夾角が小さく
なるに従い、注入器をベンチユリスロートの上流
へと遠ざけなければならない。ベンチユリスロー
ト径が小さくなるに従い、注入器をベンチユリス
ロートの上流に遠ざかなけれならない。

以下に並列装置形態の好ましい一例を述べる。
注入器の位置は、今後説明されるプロセス変数に
依存して、ベンチユリスロート部の始端から或は
ベンチユリ部の最も直径の小さい開口の始端前方
の、パイプ径の少くとも約0.1倍の距離とすべき
である。好ましい注入器位置の範囲はベンチユリ
スロート或はベンチユリ部の最小直径の開口の上
流（前方）で、パイプ径の少くとも約0.2から約
25倍の距離である。好ましい位置はベンチユリ部
の圧縮コーンの内部である。好ましいベンチユリ
スロートの長さは、材料及び製造方法によつて許
容される最小限のものである。ベンチユリスロー
トをより長くすることでより良好な物質移動速度
が達成されるが、ポンピング動力消費量は増大す
るスロート長さと共に急速に増大する。従つて、
一般に総合効率（物質移動速度を流体混合物のポ
ンピング動力消費量で割つた値として表わされ
る）はベンチユリスロート長さが減少するに従つ
て改善される。総合効率はまた、ベンチユリスロ
ート径或はベンチユリ部の最少直径開口の径が増
大されるにしたがい同様に向上される。同じく、
より小さいベンチユリスロート或はより小さい直
径のベンチユリスロートを使用すると物質移動速
度は良好となるが、然しポンピング動力消費量は
増大する。従つてその直径をより大きくすること
で総合効率は改善される。しかしながら、ベンチ
ユリ部の開口寸法は、混合物／ストリツプ用物質
組成物の超音速流れが、少くとも組成物の流れプ
ロフイールを横断する幾つかの点で達成されるよ
うなものでなければならない。パイプ直径の約
0.15倍であるような小さいスロート或は開口に対
しては、ストリツプ用物質を注入する注入器の前
記開口の上流における位置は重要でではない。然
し開口寸法がパイブ直径の約0.19倍或はそれ以上
となると、総合効率は注入器をスロート或は開口
の上流の、パイプ直径の約１倍から２倍の距離に
位置決めした場合に改善される。注入器の好まし
い位置は、ベンチユリ部の圧縮コーンの内部であ
る。

更には、ストリツプ用物質の注入器からの出口
速度を超音速とするストリツプ用物質の流体混合
物中への注入が、前記速度を音速として達成され
る場合を上回る物質移動速度の改良を提供するこ
とが見出された。総合効率は、物質移動速度が増
大する期間中の動力消費量の著しい増大が観察さ
れないことから、ストリツプ物質の超音速での注
入によつて改善される。

動力消費量は、ストリツプ用物質の為の注入器
位置をベンチユリ部のベンチユリスロート或は最
少径開口の更に上流に位置付けることによつて低
減し得る。然しノズルをベンチユリスロート或は
最少直径開口の入口から遠ざけると、衝撃波以降
のストリツプ用物質の気泡がずつと大きくなるこ
とが見出された。斯くして、注入器をベンチユリ
スロートに接近させる場合に必要なもつと高いシ
ステム運転圧力をストリツプ用物質の気泡寸法と
均衡させる必要がある。上述の如く、ベンチユリ
スロート或は開口に関する注入器の位置に関する
好ましい範囲が存在する。

加うるに、動力消費量は、ベンチユリ部の圧縮
コーンの角度或は拡張コーンの角度或はその何れ
をも減少させることによつて、全ての場合に於て
低減し得る。限定要因は、より小さいコーン角度
を有する形状を作成できること、注入器をベンチ
ユリスロート或は最少直径開口に接近して位置付
けできること、そして並列のストリツプ用装置を
組み込むべき管の空間量である。

一般に、流体混合物中の少くとも一つの揮発性
成分の特定の低減率を限定的な並列滞留時間の下
で得る為には、ベンチユリの開口寸法を増大する
にしたがつて混合物容積当りのストリツプ用物質
の容積を増大させる（その他全ての変数を一定と
して）必要があることが分つた。

また一般に、与えられたベンチユリ開口寸法に
対しては、液体−ストリツプ用物質組成物の平均
直径速度が並列のストリツプ用装置を通しての理
論的超音速に到達した後は、組成物の直線速度を
増大させても低減率に関する利益は小さいことも
分つた。代表的に、混合物単位容積当りに必要と
されるストリツプ用物質を容積は、ストリツプ用
物質の極めて小さい気泡が形成されるとともに管
中の組成物の総合滞留時間（並列装置内及びその
後）が適切である限りに於て、比較的一定に維持
される。

流体混合物に対するストリツプ用物質の特定の
容積比の為には、ベンチユリ部の最少直径開口に
関してのストリツプ用物質注入ノズルの位置をス
トリツプ物質の気泡寸法がポンピングコストと均
衡（より小さい気泡は揮発性成分の物質移動を増
大させる）するよう制御することにより、物質移
動係数をプロセス上の動力要件（ポンピング馬力
要件）で割つた値として計測されるストリツプ効
率を最適化し得ることもまた分つた。

従つて一般に、ストリツプ用装置を与えられた
ストリツプ用途のために最適化する為には、スト
リツプ用物質消費量及びポンピング動力に対する
総合コストを最低とする必要がある。これは与え
られた流体混合物−ストリツプ用物質組成物を、
超音速流れを提供し且つ必要な衝撃波を創出する
最低の直線速度でポンピングすることによつて為
される。与えられた流体混合物処理量の為には、
初期に於てベンチユリ開口の最少直径部を可能な
限り大きくし、システム圧力を超音速が生じる最
低の値とする。これはポンピングコストを最低の
ものとし且つ流体混合物からの揮発性成分の分離
を助成する。ストリツプ用物質の消費量はこうし
た状況下に於ては典型的に高い。次いでストリツ
プ用物質送りの為の運転上の圧力に関し受入れ得
る最少の外径を有する注入器が選択される。これ
が、並列装置を貫流する流体混合物流れの拘束を
最少とする。次いで、ベンチユリ開口の最少直径
部分が注入器寸法の許容範囲内で減縮され、同時
に、プロセス処理された所望の混合物組成物を産
出する為の動力及びストリツプ用物質消費量に関
する総合コストが最小限となるまで、ストリツプ
用物質の容積流量が低減される。繰り返すと、ス
トリツプ用物質の注入の為に必要な制限事項の範
囲内で、ベンチユリ部の圧縮コーンの夾角が小さ
くなるにつれ、拡張コーンの夾角が小さくなるに
つれ、装置を横断しての圧力は一般に降下する。

プロセス変数は、運転上のコストを低減させる
一方で分離を改善する為にもまた調節され得る。
この場合もやはり相殺要因は均衡されねばならな
い。先に指摘した如く、運転上の圧力は可能な限
り低く維持されねばならない。ストリツプ用物質
及び混合物間における揮発性成分の熱力学的平衡
接近所要時間は、流体混合物特性に依存して僅か
一秒から数分もの間で変動する。従つて、混合物
からのストリツプ用物質の分離に先立つ混合組成
物のストリツプ用装置そして引き続いての管を通
しての流速は、必要な数秒間の滞留時間を提供す
るべきである。運転温度は製品安定性及びストリ
ツプ用効率要因との間で均衡されるべきである。
代表的に、温度上昇は混合物速度を減少させる。
これは、低いポンピング圧力要件に於て有益であ
る。更には典型的に、混合物の少くとも一つの揮
発性成分の溶解度が温度上昇によつて増大して
も、混合物からストリツプ用物質中への揮発性成
分の拡散速度は、溶解度の増大を相殺する以上の
ものであることが分つた。運転温度は、システム
の運転圧力における混合物の低蒸気圧成分の沸騰
点の僅かに下にまで上昇させ得る。

本明細書及び特許請求の範囲の目的の為には、
以下の用語は以下に示す意味を有することを意図
する。

流体混合物とは、組合わされた組成物がシステ
ム運転状況に於て流体であるところの、一つ以上
の組合せ物質を意味する。流体混合物は混和性及
び或は不混和性成分を含み得る。流体混合物は溶
液、懸濁液或は液滴の分散液或はスラリーの如き
懸濁固体であり得る。

低蒸気圧成分とは、混合物からストリツプされ
るべき高蒸気圧成分よりも蒸気圧の小さい個々の
物質或はそれら物質の組合せ体を意味する。

高蒸気圧或は揮発性成分とは、高蒸気圧成分が
そこから分離されるところの低蒸気圧成分より蒸
気圧の大きい個々の物質或はそれら物質の組合せ
体を意味する。

ストリツプ用物質とは、システムの運転温度及
び圧力の如き運転状況下に於て流体混合物中での
溶解度が非常に低い或は不混和性の任意の物質を
意味する。代表的に、ストリツプ用物質は流体混
合物の少くとも一つの低蒸気圧成分と反応するべ
きではない。

溶解成分とは、該成分及流体混合物との間に区
別される相の無いものを言う。

極めて小さい気泡とは、直径が約0.1mm以下の
気泡を意味する。

不混和性のとは、混合に際して区別可能な相分
離が生ることを意味する。

超音速とは、少くとも音速である速度を意味す
る。

低減率とは、式（Cin−Cout）／Cinによつて
表わされる。

ここでCinとは並列のストリツプ用装置の上流
の成分の初期濃度であり、Coutとは、並列のス
トリツプ用装置のそのすぐ後の或は下流の成分の
濃度である。本明細書では、もしCoutが並列の
ストリツプ用装置のすぐ後以外に於て決定された
場合は、Cout測定された下流位置が特定される。

夾角とは、ベンチユリ部のコーン部の内壁同士
間の角度を意味する。

〔実施例の説明〕

本発明は少くとも一つの、揮発性の、高蒸気圧
成分を低蒸気圧成分を含す流体混合物からストリ
ツプする為の方法及び装置を提供する。粒状物質
もまた、本発明の方法によつて流体混合物から除
去される。幾つかの異なる混合物が種々のストリ
ツプ用装置を使用してプロセス処理された。本発
明のストリツプ用装置の全ては、混合物内部に極
めて小さい（直径約0.01mmから約１mmに渡る範囲
の）気泡を発生させる衝撃波を提供する為に超音
速を使用する原理に基くものである。超音速はス
トリツプ用物質を混合物中に超音速で注入するこ
とによつて、また混合物−ストリツプ用物質組成
物をして超音速で流動せしめることによつて或は
その組合せでもつて実現し得る。衝撃波によつて
発生された小気泡は混合物からストリツプ用物質
中への揮発性成分の物質移動の為の表面積を提供
する。好ましいストリツプ用装置は、組成物の直
線速度の超音速への加速を可能とし且つその間の
システム内部の圧力降下を可能な限り低く維持す
ることの可能な並列のベンチユリ部を含む。

低蒸気圧成分／高蒸気圧成分／ストリツプ用物
質、を含む与えられた組成物の為の好ましい運転
上の範囲を決定する為に、滞留時間（流速或はプ
ロセス速度）、温度、圧力、混合物及びストリツ
プ用物質中の揮発性成分の初期濃度そしてストリ
ツプ要物質の混合物に対する比率、の如きプロセ
ス変数が変化された。

実施例 １ 幾つかの異なる並列のストリツプ用装置、即
ち：第１図に示される並列のＴ型装置；第２図に
示される散布形成の装置；第３図に示される、ベ
ンチユリ部へのストリツプ用物質送りのための開
放チユーブ；そして第４図に示される、ベンチユ
リ部へのストリツプ用物質の加圧ノズル送りのた
めのノズル、を使用して、水から酸素がストリツ
プされた。全ての並列の装置は、出口弁以前に於
て並列の装置から約1.27m（500インチ）の長さを
有する管内に配置された。水から酸素をストリツ
プする為に使用されたストリツプ用気体は、約
1ppmの初期酸素濃度を有する室温の窒素であつ
た。

第５図に示されるように、並列のストリツプ用
装置及び管の下流における滞留時間を含む一定の
ストリツプ滞留時間が与えられ、並列の散布形式
の装置はＴ型装置よりも著しく良好な、水からの
酸素成分の低減率を提供した。後者の２つの分離
装置は本発明の好ましい具体例であるが、水−酸
素−窒素組成物の流速を超音速直線速度に加速す
る為のベンチユリ部を含み、並列のＴ型装置及び
並列の散布形式装置の何れにも勝る酸素の低減率
を提供する。

第６図に示されるように、装置は注入器として
開放チユーブを具備するベンチユリを含む装置よ
りも良好に機能する、注入器としてノズルを具備
するベンチユリを含む。ノズルを具備するベンチ
ユリは、水における初期酸素濃度が特に高い場合
は、水から酸素を除去する為に特に有益である。
第７図は、開放チユーブをベンチユリスロートに
接近させることによつて開放チユーブを具備する
ベンチユリ部の為の酸素除去速度を増大しても、
開放チユーブを具備するベンチユリ部を使用して
達成される酸素の低減率は、高速のノズルを具備
するベンチユリ部の為の、任意の所定のノズル位
置におけるそれを常に下回ることを示している。
水−酸素−窒素組成物内部に衝撃波によつて発生
するストリツプ用物質の気泡の寸法は、衝撃波以
前の流れ加速装置に入るストリツプ用物質の気泡
の寸法と直接比例すると考えられている。開放チ
ユーブに存在する気泡は高圧のノズルに存在する
それよりもかなり大きい。更には、傾斜ノズルが
付加的モーメント或はストリツプ用物質の速度プ
ロフイールの付加的な中心線速度を提供し、それ
によつて組成物中におけるもつと強い衝撃波の発
生を助成し、そしてベンチユリ部を横断してもつ
と均一に分布するより小さい気泡を発生させると
考えられる。

第１図の並列のＴ型装置は、内径が約2.08cm
（0.82in）の管２と、内径が約2.08cm（0.82in）の
Ｔ型ジヨイント管４とを具備している。約9ppm
の酸素でもつて飽和された室温の水がゲージ圧力
約0.28〜0.56Kg／cm²（４〜8psig）、容積流量毎分
約11.4（3gal／min）で、Ｔ型ジヨイント管４
に送られ、酸素濃度約1ppmの室温のストリツプ
用気体（窒素）が内径約0.64cm（0.25in）の管２
に送られた。管６は管２内部で同心的に離間され
た。管６の端部は、第１図に示されるようにＴ型
ジヨイント管４から管２へのほぼ中心に配置され
た。管６内部の室温の窒素のゲージ圧力は約0.28
〜0.56Kg／cm²（４〜8psig）であつた。窒素の容
積流量は、第５図に示されるように標準状態での
毎分約0.0立方ｍ（標準状態での毎分約0.0立方ft）
及び標準状態での毎分約0.01立方ｍ（標準状態で
の毎分約0.5立方ft）の間で変化した。並列の装
置内部における水−酸素−窒素組成物の滞留時間
は約0.25秒であり、酸素含有量（Cout）の為の水
サンプリングに先だつてのパイプ下流における滞
留時間は約13秒であつた。種々の窒素流速の為の
水中酸素の低減率が第５図に示される。酸素の低
減率は、流入水の酸素濃度（Cin）から、プロセ
ス処理される水の約1.27m（500インチ）の長さの
パイプの端部に於て測定される酸素濃度（Cout）
を差し引いた値を、流入する水の酸素濃度
（Cin）で割つた値と等しい。第１図のＴ型の並
列の装置の為のデータが、Ｔ型の並列装置は従来
既知であることから比較目的だけの為に示され
る。

第２図に示される並列の散布装置は内径が約
2.08cm（0.82in）の管１０と内径が約2.08cm
（0.82in）のＴ型ジヨイント管１２とを具備して
いる。散布装置１４は、シリンダ内部からの気体
流出を許容する約３マイクロメータの寸法を有す
る孔を具備する焼結金属シリンダを含んでいる。
散布装置１４は、シリンダの約半分がＴ型ジヨイ
ント管１２の中心線の各側に伸延するよう、第２
図の如く管１０の内部に同心的に位置決めされ
る。散布装置１４は長さが約2.24cm（約0.88in）
であり、直径が約1.3cm（約0.5in）である。約
9ppmの酸素濃度で飽和された室温の水がゲージ
圧力約0.21〜0.42Kg／cm²（３〜6psig）及び容積流
量毎分約11.4（3gal／min）で、Ｔ型ジヨイン
ト管１２に送られた。約1ppmの酸素濃度の室温
の窒素が、入口チユーブ１６を通して散布装置１
４に送られた。入口チユーブ１６内での窒素ゲー
ジ圧力は約2.81Kg／cm²（40psig）より小さく、窒
素の容積流量は第５図に示されるように標準状態
での毎分約0.0立方ｍ（標準状態での毎分約0.0立
方ft）及び標準状態での毎分約0.01立方ｍ（標準
状態での毎分約0.5立方ft）の間で変化した。プ
ロセス処理された水酸素含有量の分析に先立つ並
列の装置内部及び管下流での水−酸素−窒素組成
物の滞留時間は並列のＴ型装置のそれとほぼ同一
であつた。酸素は水を貫く窒素気体によつて、流
入する水からストリツプされた。種々の窒素流速
における水からの酸素濃度の低減率が第５図に示
される。このデータは、混合物中に気体を混合さ
せる為の多孔質金属散布器の使用は既知であるこ
とから比較目的だけの為に示される。

本発明に従えば、第３図に示される並列の分離
装置は、圧縮コーン２４と、スロート２６と、拡
張コーン２８とを具備するベンチユリ部２２が嵌
合された、内径約2.08cm（0.28in）の管２０を含
んでいる。圧縮コーン２４の夾角３０は約21゜で
ある。スロート２６は直径約0.41cm（0.16in）で
あり、長さは約0.41cm（0.16in）、拡張コーン２８
の夾角３２は約15゜であつた。ベンチユリ部２２
の上流は開放チユーブ３４とされ、該開放チユー
ブ３４は管２０の端部におけるキヤツプ３８を貫
いて伸延するスリーブ３６を貫通して管２０の中
央に同心的に位置決めされた。Ｔ型ジヨイント管
４０が、第３図に示す如くベンチユリ部２２上流
の開放チユーブ３４の入口付近に於て管２０から
伸延された。開放チユーブ３４は、内径が約0.46
cm（0.18in）であり、その端部４２をベンチユリ
部２２に対して移動させる為に、スリーブ３６内
部で可動とされた。端部４２は第５図のデータが
収集された時点に於てはスロート２６の開始点か
ら約17.8cm（7in）の位置にあつた。この位置で
はチユーブ３４の端部４２は圧縮コーン２４の開
始位置から約13.2cm（5.2in）上流である。引き続
くデータは第３図の開放チユーブを具備するベン
チユリが開放チユーブ３４の端部４２を圧縮コー
ン２４の内部に位置決めした場合により良好に作
用したことを示した。約9ppmの酸素濃度で飽和
された室温の水がゲージ圧力約1.12〜2.46Kg／cm²
（16〜35psig）及び容積流量毎分約11.4
（3gal／min）でＴ型ジヨイント管４０に送られ
た。約1ppmの酸素濃度の室温の窒素が開放チユ
ーブ３４を通して管２０に送られた。開放チユー
ブ３４内部のゲージ圧力は2.81Kg／cm²（40psig）
より小さく、窒素の容積流量は、第５図に示され
るように標準状態での毎分約0.0立方ｍ（標準状態
での毎分約0.0立方ft）及び標準状態での毎分約
0.01立方ｍ（標準状態での毎分約0.5立方ft）の間
で変化した。開放チユーブ３４下流の水−窒素組
成物は、ベンチユリのスロート２６の出口におけ
る組成物の直線速度が、標準状態での毎分約0.0
立方ｍ（標準状態での毎分約0.0立方ft）の窒素流
れに於ける毎秒約15.0m（毎秒50ft）から、標準状
態での毎分約0.01立方ｍ（標準状態での毎分0.5立
方ft）の窒素流れにおける毎秒約33.6m（毎秒
112ft）の範囲となるようにして送通された。水
−酸素−窒素組成物の窒素気体留分に依存して、
毎秒約15m（50ft）もの低い直線速度が組成物の
ための理論的超音速を提供し得る。

種々の窒素流速における水の酸素濃度の低減率
が第５図に示される。チユーブを具備するベンチ
ユリ部の、標準状態での毎分約0.0002立方ｍ（標
準状態での0.01立方ft）もの低い窒素流量での従
来技術を上回る低減率のそうした改善は驚くべき
ものであつた。チユーブベンチユリ装置における
超音速の水−酸素−窒素組成物流れなくしてはそ
うした改良は予期し得ないものであつた。然も算
出された平均直線速度は超音速以下であつた。こ
うした予期されなかつた改良は、先に議論された
概念、つまり装置内部での流体流れプロフイール
のある特定点では超音速を得ることはできてもそ
の他の点では得ることはできないと言うことによ
るものであると考えられる。斯くして、平均直線
速度は理論的な超音速以下ではあるが、然し音速
の衝撃波は流れプロフイール中の点位置に於て生
じ得る。装置の最適な性能が平均直線速度が超音
速である場合に生じることは勿論である。

本発明に従えば、第４図に示される並列の分離
装置は、ベンチユリ部５２が嵌合された内径約
2.08cm（0.82in）の管５０を含み、該ベンチユリ
部５２は圧縮コーン５４と、スロート５６と、拡
張コーン５８とを具備している。圧縮コーン５４
の夾角は約34゜であつた。スロート５６の直径は
約0.48cm（0.19in）であり、長さは約0.91cm
（0.36in）であつた。拡張コーン５８の夾角は約
35゜であつた。ベンチユリ部の上流はチユーブ６
２から伸延するノズル区画６０である。チユーブ
６２は管５０の中心と同心に位置決めされた。実
験の初期に於て、チユーブ６２はスリーブを貫い
てハウジングの開放領域に貫通された。ハウジン
グの開放領域は、各々直径が約2.08cm（0.82in）
の入口管及び出口管を具備し、夫々の管の中心線
はそれらが接続するハウジングに関し直角であつ
た。チユーブ６２はその中心線をベンチユリ部の
スロート５６と同心状態としてハウジングを貫通
された。実施例１を含む作業の初期の段階に引続
き、ハウジング区画及び入口管が第４図に示され
る如き90゜の長いエルボ６４と交換された。ノズ
ル区画６０を含むチユーブ６２がベンチユリ部５
２に関して移動し得るよう、スリーブ６６がエル
ボ６４を貫いて伸延された。エルボ６４に入る管
５０の内径及びエルボ６４の内径は約2.08cm
（0.82in）であつた。ノズル区画６０の入口６８
の内径は約0.33cm（0.13in）であつた。円錐区画
７０はノズル区画の入口を、直径が約0.16cm
（0.063in）の出口開口７２に接続する。ノズル区
画６０の詳細は第４Ａ図に示される。約9ppmの
酸素濃度で飽和された室温の水が、開放されたハ
ウジングを貫く入口管から管５０へと供給され
た。管５０内部の、ベンチユリ部５２上流のゲー
ジ圧力は、容積流量が毎分約11.4（3gal／min）
である時、約1.05〜2.53Kg／cm²（15〜36psig）で
あつた。窒素流れのない時は約1.05Kg／cm²
（15psig）であつた。ベンチユリ部５２の上流に
おける管５０のゲージ圧力は容積流量毎分約11.4
（3gal／min）の時、エルボ６４への交換によ
つて約0.21〜0.42Kg／cm²（３〜6psig）へを低減さ
れた。約1ppmの酸素を含有する室温の窒素が、
チユーブ５２内のゲージ圧力を約2.81Kg／cm²
（40psig）より小さくし且つ容積流量を第５図に
示された如く毎分約0.0標準状態での毎分約0.0立
方ｍ（標準状態での毎分約0.0立方ft）及び標準状
態での毎分約0.01立方ｍ（標準状態での毎分約0.5
立方ft）の間で変化させた状態でチユーブ５２を
通してノズル区画６０に供給された。酸素は、水
を通過する窒素気体により流入する水からストリ
ツプされた。ノズル区画６０の下流の水−酸素−
窒組成物は、ベンチユリ部５２のスロート５６か
らの出口速度が、窒素流れがない時の毎秒約15m
（毎秒約50ft）から、窒素流れが毎秒約33.6m（約
112ft）の時の標準状態での毎分約0.01立方ｍ（標
準状態での毎分約0.5立方ft）の範囲であるよう
にして、ベンチユリ部５２を送通された。先に議
論されたように、組成物の為の理論的超音速はこ
の範囲で生じる。水−酸素−窒組成物の滞留時間
は並列の装置内部では約0.25秒であり、前述の如
く管の下流では約13秒であつた。種々の窒素の流
れ速度における酸素濃度の低減率が第５図に示さ
れる。

第５図では酸素濃度の低減率は、式 （Cin−Cout）／Cinによつて計算された。

ここで、Cinは並列の装置に入る水の初期酸素
濃度であり、Coutは、先に言及された約127cm
（約500in）の長さの管配管の端部での水の酸素濃
度である。

ノズル区画を具備するベンチユリ部を通しての
室温の水のシングルパスが、標準状態での窒素の
約0.01立方ｍ（約0.4立方ft）の流量において約
0.94の低減率を提供した。斯くして、酸素濃度は
約9ppmから約0.5ppmへと低減された。これは、
同一の窒素流れにおける約9ppmから約1.0ppmへ
の低減を提供する開放チユーブを具備するベンチ
ユリ部とは差がある。第２図に示される如き形式
の並列の散布装置は、標準状態での約0.01立方ｍ
（約0.4立方ft）の窒素の流量において約9ppmか
ら約1.6ppmへの酸素濃度の低減が為され、そし
て並列のＴ型装置では約9ppmから約2.2ppmへの
低減が為された。第５図に示されるように、窒素
の使用率は酸素濃度が１に接近するに従つて従来
技術との差がなくなつてくる。従つて、所定の滞
留時間のシングルパスでの酸素除去における増大
する窒素使用率の為の収穫低減点が存在する。

実施例 ２ 第６図はベンチユリ部のスロートに関するノズ
ル或は開放チユーブの位置による効果を示してい
る。ベンチユリ部のスロートからの任意の与えら
れた位置に対し、その他全ての変数を実質的に等
しくした状態で高速ノズルが良好な酸素低減率を
提供した。この現象は、開放チユーブからのそれ
と比較して窒素気泡をずつた小さなものとし、ま
た先に言及した如く、ノズル流れプロフイールの
中心における窒素の直線速度を増大させる。

第６図のデータは、第３図に示されるベンチユ
リ式ストリツプ用装置を具備する開放チユーブを
使用して、また開放ハウジングを第４図に如く長
い90゜のエルボではなく液体流れ線内に出現させ
たことを除き、第４図に示されるベンチユリ式ス
トリツプ用装置を具備するノズルを使用してのも
のである。約1ppmの酸素含有量の窒素を使用し
て、約9ppmの酸素濃度で飽和された室温の水か
ら酸素が除去された。約127cm（約500in）の長さ
の管内を含むストリツプ用装置内での滞留時間は
約19秒であつた。水量は、ベンチユリのスロート
に対するノズルの位置に依存してストリツプ用装
置の上流のゲージ圧力が約1.54〜2.39Kg／cm²／
（約22〜34ポンド／in²）の範囲である時、毎分約
11.4（3gal／min）であつた。窒素流量は開放
端部或はノズル出口へと通じるチユーブ内のゲー
ジ圧力が約2.8℃／cm²／（約40ポンド／in²）以下
である時約0.002立方ｍであつた。

チユーブ或はノズル位置における主要な限定要
因は、並列の装置への入口及び出口を横断しての
差圧として計測されるところのシステムを横断し
ての圧力降下である。圧力降下は、チユーブ或は
ノズルがベンチユリ部のスロートへと接近するに
したがつて増大する。並列のストリツプ用装置を
横断しての圧力降下の増大は、流体混合物の為の
与えられた容積処理量を維持するに要するポンピ
ング動力要件の増大によつて裏付けられる。

第７図は並列の装置の為のストリツプ効率の一
計測値を表わしている。物質移動係数或は物質移
動率をポンピング用の馬力で割つた値としての効
率は、ベンチユリ部のスロートの入口に関するス
トリツプ用物質の為の注入口の位置の関数として
示される。

この例に記載されたシステムの為には、チユー
ブ端部４２をスロート２７の入口上流約５cm（約
2in）に位置決めした状態で約1.12Kg／cm²／（約
16ポンド／in²）であつた。この圧力降下は、チ
ユーブ端部４２をスロート２６の入口上流約2.5
cm（約1in）に位置決めした場合は約1.34Kg／
cm²／（約19ポンド／in²）であり、そしてチユー
ブ端部４２をスロート２６の入口上流約1.27cm
（0.5in）に位置決めした場合は約1.65Kg／cm²／
（約23.5ポンド／in²）であつた。ノズルを具備す
るベンチユリ部を横断しての圧力降下は、ノズル
ををベンチユリ部のスロート２６の入口上流約５
cm（約2in）に位置決めした状態で約0.47Kg／
cm²／（約16.5ポンド／in²）であり、同じく１約
2.5cm（約1in）に位置決めした場合は約1.40Kg／
cm²／（約20ポンド／in²）であり、そしてチユー
ブ端部４２をスロート２６の入口上流約27cm
（0.5in）に位置決めした場合は約1.68Kg／cm²／
（約24ポンド／in²）であつた。本発明の使用を所
望する当業者には、ベンチユリ部のスロートに関
するストリツプ用物質の為の注入器の実際の位置
を決定するに際しての受容し得る圧力降下（即ち
圧力回復のコスト）を考慮するであろう。第７図
から、与えられた処理量及び流体混合物−ストリ
ツプ用物質組成物の為の、ストリツプ効率に関す
る最適のチユーブ或はノズル位置があることが明
らかである。

圧力降下は、ベンチユリのスロート或は最少直
径の開口を増大することによつて或はベンチユリ
部のスロート或は最少直径の開口に関する注入口
の直径を減少させることによつて低減し得る。こ
れは、注入口をして圧力降下を一定に維持したま
までのスロート或は最少直径の開口への接近を可
能ならしめる。

本発明の並列の装置を横断しての圧力降下はま
た、流体混合物−ストリツプ用物質組成物におけ
るストリツプ用物質の負荷によつても増大する。

装置全体の効率の決定に際して考慮するべきそ
の他要因は、プロセス処理される混合物内に必要
な揮発性成分濃度を提供する為に消費されるスト
リツプ用物質の量である。

実施例 ３ ストリツプ用物質の気泡の寸法に影響を与え、
従つてストリツプ用物質への流体混合物からの揮
発性成分の物質移動量に影響を与える重要な変数
は、ベンチユリ部の最少直径の開口である。これ
はベンチユリ部のスロート径、即ち圧縮コーン及
び拡張コーン間の開口の直径であり得る。第８図
はベンチユリ部の最少直径の開口（この場合スロ
ート径）の関数としての、種々の窒素流量におけ
る室温の水の酸素含有量の低減率を示している。

第８図のデータは第４図に示されると類似のノ
ズル形式の装置を具備するベンチユリ部を使用し
てのものである。各々スロート径の異なる５つの
ベンチユリが評価された。各ベンチユリの長さは
その直径と同一であつた。圧縮コーン及び拡張コ
ーンの夾角は先の説明のままに維持された。流入
する室温の水の酸素濃度は約10ppmであり、スト
リツプ用装置の上流の管５０内のゲージ圧力は、
最少直径のスロートに対し窒素流れのない状態で
約1.33Kg／cm²／（約19ポンド／in²）から、最大
直径のスロートに対しての窒素流れのない状態に
おける約0.70Kg／cm²／（約10ポンド／in²）の範
囲であつた。水の容積流量は毎分約11.4
（3gal／min）であつた。室温の窒素であるスト
リツプ用気体の酸素含有量は約1ppmであつた。
ノズル上流における窒素を含むチユーブ内圧力
は、所望立方ｍの窒素流量を得る為の必要に応じ
て変化された。第８図に示されるように、所定の
窒素流量に対し、ベンチユリ部のスロート径の減
少が水の酸素含有量の低減率を増大させた。

第８図に示されるベンチユリのスロートの大き
い方の幾つかは、理論的亜音速よりも僅かに低い
流速を提供させる為に設計されたものである。例
えば窒素の容積流量対水の容積流量が１：１であ
り、水の流量が毎分約11.4（3gal／min）に於
ては最大直径のスロートを通しての水−酸素−窒
素組成物の直線速度は毎秒約6m（20ft／sec）で
ある。同一の容積流量における最少直径のスロー
トを通しての直線速度は毎秒約30m（100ft／sec）
であつた。大きい直径のスロートの為の酸素低減
率曲線は小さい直径のスロートの為のそれとは同
一とはならないが、理論的超音速に比較しての理
論的亜音速に対する顕著な差は見られなかつた。
各々のベンチユリ形状は、ベンチユリ内部の幾つ
かの流路に沿つて超音速を発生し、その他流路に
沿つては発生され得なりと考えられる。つまり、
装置プロフイール全体を横断しての超音速流れが
発生しなくとも、超音速が達成される特定の位置
に於ては局部的な衝撃波は存在すると考えられ
る。その結果、達成される酸素除去は期待以上の
ものであつた。

例えば、算出される平均直線速度は亜音速であ
り得るが、ベンチユリ部のスロートを横断しての
速度プロフイールは壁効果その他に依存して一定
ではなく、速度プロフイールの中心での直線速度
は超音速であり得る。

第９図は物質移動係数をポンピング馬力で割つ
た値としての、第８図に相当するストリツプ用係
数をベンチユリ部のスロート寸法の関数として示
すグラフである。与えられたストリツプ用途に対
する最適のベンチユリ部スロート径が存在する。

装置変数を再考察するに、プロセス処理される
所定量の流体混合物中の揮発性成分に対し、最少
直径のベンチユリ部の開口に関する注入口の位置
並びに開口それ自身の寸法を、分離装置設計に際
して注意深く考慮する必要がある。こうした装置
変数が、消費されるストリツプ用物質量に対して
均衡されなければならない。

実施例 ４ この実施例及び以下の幾つかの例は、本発明の
方法及び装置を使用し得る用途の広い可能性を例
示することを意図している。これらの例は、当業
者が僅かな改変でもつて多くの異なる用途の為に
本発明を使用し得ることから、限定的なものでは
ない。

第４図に示されるストリツプ用装置に於て窒素
気体を使用して、精製された大豆油から酸素が分
離された。窒素気体流量の関数としての大豆油中
の酸素含有量の低減率が第１１図に示される。直
径約0.45cm（0.19in）の窒素注入ノズルがベンチ
ユリ部の、スロート上流約0.63cm（0.25in）に位
置決めされた。大豆油の初期酸素含有量は約
37ppmであつた。室温窒素気体の初期酸素含有量
は約1ppmであつた。大豆油のプロセス処理温度
が約33℃の時の大豆油の流量は毎分約22.8（約
6gal／min）であり、窒素気体の流量は約0.010立
方ｍ（0.38立方ｔ）であり、ストリツプ用装置を
通してのシングルパスは酸素含有量を約37ppmか
ら約19ppmへと低減させた。窒素気体で飽和され
た酸素を大豆油から重力を使用して分離させた後
の（ある運転状況下での）ストリツプ用装置を通
してのセカンドパスによつて、大豆油の酸素含有
量は約19ppmから約10ppmへと低減された。

大豆油のプロセス処理温度が約45℃の時の大豆
油の流量は毎分約22.8（約6gal／min）であり、
窒素気体の流量は約0.018立方ｍ（0.66立方ft）で
あり、ストリツプ用装置を通してのシングルパス
は酸素含有量を約37ppmから約11ppmへと低減さ
せた。窒素気体で飽和された酸素を大豆油から重
力を使用して分離させた後の（ある運転状況下で
の）ストリツプ用装置を通してのセカンドパスに
よつて、大豆油の酸素含有量は約11ppmから約
3.6ppmへと低減された。

大豆油の酸素含有量の与えられた低減率を得る
為に必要な窒素気体量は、水における同一の酸素
低減率の為に必要なそれよりもかなり高い。第１
１図と第５図とを比較されたい。これは、大豆油
は粘性が非常に高く、それが窒素気体中への酸素
の拡散率を、0.1から低減させることによるもの
である。更には、同一温度での大豆油の初期酸素
飽和濃度は、水における酸素飽和温度の約４倍で
ある。窒素気体消費量は大豆油の初期酸素含有
量、窒素の初期酸素含有量、ストリツプ用装置を
通しての大豆油−窒素気体組成物の流量によつて
影響される。

実現さし得る低減率はここに示されたように、
ストリツプ処理される流体混合物の温度上昇によ
つて増大され得ることが分つた。大豆油中での酸
素の溶解度は温度上昇と共に増大するが、大豆油
から窒素気体中への酸素の拡散率は酸素の溶解度
の変化を補償する以上のものであつた。

並列の装置を横断しての圧力を過度に降下させ
ることなく、然もストリツプ用の窒素気体を過度
に使用することなく、約0.7以上の酸素含有量の
低減率の達成が不可能だつたことから、約0.9ま
での酸素低減率を得る為に、先に説明した如く各
ステージの後に油からストリツプ用気体を分離す
る多重ステージが使用された。

実施例 ５ 第４図に示されるストリツプ用装置を使用して
天然コーン油から酸素が除去された。天然コーン
油中の、ストリツプ用気体である窒素流量及び天
然コーン油の流量の関数としての天然コーン油に
おける酸素含有量の低減率が第１２図に示され
る。窒素注入用のノズルの位置及びベンチユリ部
のスロート径は実施例４のそれと同一である。天
然コーン油の初期酸素含有量は約38ppmであつ
た。室温の窒素気体の初期酸素含有量は約1ppm
であつた。天然コーン油のプロセス処理温度は約
30℃であつた。

第１３図に示されるように、実現し得る酸素低
減率は、天然コーン油−窒素気体組成物の直線速
度が超音速でありそれによつて並列の装置及び管
配管下流の為の総合滞留時間が少くとも５秒であ
る限りに於て、組成物の直線速度とは関係がなか
つた。

実施例 ６ 第４図に示される並列のストリツプ用装置がエ
チルカルボセルロース水溶液から酸素を除去する
為に使用された。窒素中入用のノズル７０の端部
は、直径約0.45cm（0.19in）長さが約0.91cm
（0.36in）のベンチユリ部スロートの上流約0.62cm
（0.25in）の位置に位置決めされた。

溶液中のエチルカルボセルロースの濃度は、重
量比で約0.15％（約5cPの室温粘度を有した）か
ら約0.42％（約53cPの室温粘度を有した）の範囲
であつた。代表的な室温のエチルカルボセルロー
ス溶液の初期の飽和酸素含有量は約8ppmであつ
た。ストリツプ用の窒素気体の室温での初期酸素
含有量は約1ppmであつた。溶液の容積流量は毎
分約11.4（約3gal／min）から毎分約19.0
（約5gal／min）へと変化し、窒素気体の容積流
量は毎分約0.0007立方ｍ（毎分約0.025立方ft）か
ら毎分約0.007立方ｍ（毎分約0.26立方ft）へと変
化した。

第１４図は、窒素気体付加及び溶液−ストリツ
プ用気体組成物の並列のストリツプ用装置を通し
ての直線速度の関数としての、エチルカルボセル
ロース溶液の酸素含有量の低減率を示している。

酸素の除去は、第４図に示される形式の並列の
装置を使用して平衡状態でのシングルステージス
トリツプ運転に於て実施された。管の内径は約
2.08cm（0.82in）であり、酸素濃度Coutの測定は
並列のストリツプ用装置の、長さ127cm（500in）
の管の後の下流で為された。システム温度は約18
℃であり、エチルカルボセルロース溶液の粘度は
約5.5cPであつた。

窒素気体注入量の関数としての酸素濃度の低減
率は、容積比で160％もの気体注入量で為された。
約27℃での、約53cPの粘度を有するエチルカル
ボセルロース溶液中での容積比で160％の窒素気
体注入状態では相分離は認められなかつた。

実施例 ７ 溶融アルミニユームは空気中で水分と容易に反
応して酸化アルミニユームを形成する。水素は、
アルミニユーム溶融点以上では非常に溶解性が高
いことから、アルミニユーム中に残存する。水素
は注型に先立つて溶融金属から除去しなければな
らない。そうしないとアルミニユームの固化温度
に於て水素が押出される際にクラツク或は空〓が
生じる。水素除去の為の通常の手順は、窒素、ア
ルゴン或は（非常に溶解性の低い）不活性ガス混
合物の気泡を溶融金属浴に通すことである。次い
で溶融金属が浴から脱気ユニツトへとオーバーフ
ローされ、そこで気泡は表面に上昇されそして滓
とりされる。不活性ガス亜酸化アルミニユームそ
の他固形不純物の如き粒状物をも除去する。粒状
物は表面張力に依存して気泡の内側に付着する。
粒状物の除去は本プロセスの重要部分である。上
述のバツチプロセスはしかしながら、非常に効率
が低い。何故ならこうしたバツチモードに於ては
低純度及び高純度の物質が逆混合されるからであ
る。気相中の水素分圧は液相における水素濃度の
二乗に比例する。従つて、バツチ式のストリツプ
作業における駆動力はストリツプが継続されるに
従つて非常に小さいものとなる。

並列のストリツプ用気体の使用は、溶融アルミ
ニユームの水素及び粒状物の濃度が最も高い場合
のストリツプ用気体と溶融アルミニユームとの接
触を可能ならしめる。従つて、平衡駆動力は最大
化される。約700℃での溶融アルミニユームが、
並列のストリツプ用装置を通してメルテイングポ
ツトから脱気用ホールドタンクへとポンプ送り或
は圧送された。ポンプ及び管並びに並列のストリ
ツプ用装置はグラフアイト、窒化珪素或は炭化珪
素等の耐火材料でもつてライニングされ或はそれ
から成立つ。好ましいストリツプ用気体は、窒素
及びアルゴンを含んでいる。アルカリ性金属の除
去を助成する為に微量の塩素を添加し得る。毎分
約0.28立方ｍ（毎分約10立方ft）の容積流量のス
トリツプ用気体は直径が約6.35cm（約2.5in）の並
列ストリツプ用装置内の毎時約27180Kg（毎時約
60000ポンド）の溶融アルミニユームを取扱うこ
とができた。ストリツプ用気体の消費量はアルミ
ニユーム１トン当り約0.56立方ｍ（約19.9ft）であ
つた。最適化されたストリツプ用気体の消費量は
溶融アルミニユーム中の水素濃度に依存して変化
する。典型的には水素濃度は約0.1〜0.4c.c.／ｇの
範囲である。

これに限定しないが、溶解した高蒸気圧成分を
反応混合物からストリツプする為の代表的なシス
テムが第１５図に例示される。

これに限定しないが、貯蔵されるべき液体から
及び或は輸送されるべき液体から溶解した高蒸気
圧成分を除去する為の代表的なプロセス流れダイ
ヤグラムが第１６図に示される。

貯蔵される液体からの酸素の如き気体の除去
は、そうした液体の貯蔵中の成分の酸化を防止し
得る。

上述された並列のストリツプ用技術は、脂肪酸
エステル及びメチルベンゾエートの如き有機液体
からの水分の除去の為に適用し得る。

以上本発明を具体例を参照して説明したが、本
発明の内で多くの変更を成し得ることを理解され
たい。

【図面の簡単な説明】

第１図は従来から既知の種類の代表的なＴ型気
−液混合装置の断面図である。気体はチユーブに
送られチユーブ端部は液体がそこを通して流動す
る管内のＴ型部に配置される。第２図は従来から
既知の代表的な散布形式の気−液混合装置の断面
図である。気体は液体がそこを通して流動する管
内のＴ型部に配置された多孔質金属デイフーザ内
に送られる。第３図は本発明の好ましい並列の実
験室サイズのストリツプ用装置の断面図である。
ここではストリツプ用物質がそこを通して流体混
合物或は管配管内を流動する拡散液中に供給され
る開放チユーブが、流体混合物−ストリツプ用物
質組成物の直線速度を超音速に加速する為に使用
されるベンチユリ部と組み合わされている。第４
図は実験室サイズの並列のストリツプ用装置の断
面図である。ここではストリツプ用物質をそこを
通して流体混合物中に供給する為の（亜音速或は
超音速で）ノズルが、流体混合物−ストリツプ用
物質組成物の直線速度を超音速に加速する為に使
用されるベンチユリ部と組み合わされている。第
４ａ図は、ノズル部分の拡大部分断面図である。
第５図は種々の形式の並列のストリツプ用装置の
為の、所定の揮発性成分を低減させる為に要求さ
れるストリツプ用気体消費量の比較グラフであ
る。第６図は、並列のストリツプ用装置の関数と
しての、液体中の揮発性成分の低減率の比較グラ
フである。ある場合に於てはストリツプ用物質を
並列のベンチユリ部に送る為に開放チユーブが使
用され、そして別の場合ではノズルが使用され
る。第７図は並列のストリツプ用装置の効率を、
開放チユーブを使用した場合及びノズルを使用し
た場合の両方について並列のベンチユリに関する
ストリツプ用物質注入口の位置の関数として表わ
したグラフである。効率は、物質移動速度KLa
（ppm／sec）を馬力の動力消費量で割つた値とし
て表現される。第８図は液体中の揮発性成分の低
減率をストリツプ用物質の種々の容積供給速度に
おけるストリツプ用装置の関数として表わしたグ
ラフである。第９図はベンチユリスロート寸法の
関数としての、並列のストリツプ用装置の効率を
示すグラフである。第１０図は種々の酸素低減率
を（第４図に示されるノズルを使用して）為す為
の流体混合物（水及び酸素）約0.453Kg（１ポン
ド）当りのストリツプ用気体（窒素）の消費量
を、注入口ノズル出口からのストリツプ用物質
（窒素）の直線速度の関数として比較したグラフ
である。第１１図は大豆油における種々の酸素低
減率を（第４図に示されるノズルベンチユリ装置
を使用して）達成する為の必要ストリツプ用気体
容積を大豆油の容積流量の関数として表わした比
較グラフである。第１２図はコーン油における
種々の酸素低減率を（第４図に示される単一ステ
ージのノズルを使用して）達成する為の必要スト
リツプ用気体容積をコーン油の容積流量の関数と
して表わした比較グラフである。第１３図は種々
の酸素低減率を（第４図に示される単一ステージ
のノズルを使用して）達成する為のストリツプ用
気体窒素のコーン油約0.453Kg（１ポンド）当り
の消費量を、並列装置を通しての窒素−コーン油
組成物の直線速度の関数として表わしたグラフで
ある。第１４図は種々の酸素低減率を（第４図に
示される単一ステージのノズルを使用して）達成
する為のストリツプ用気体窒素のエチルカルボキ
シセルロース約0.453Kg（１ポンド）当りの消費
量を、並列装置を通しての窒素−エチルカルボキ
シセルロース組成物の直線速度の関数として表わ
したグラフである。第１５図は、化学的プロセス
反応中の溶解気体除去を提供する為にストリツプ
用装置が反応装置の再循環ループ中に並置されて
なる代表的なストリツプ用装置設備の概略図であ
る。第１６図はストリツプ用装置が貯蔵タンク以
前に並置され及び或は貯蔵タンク及び流体輸送コ
ンテナ間に並置されてなる代表的なストリツプ用
装置設備の概略図である。 尚、図中主な部分の名称は以下の通りである。
２２：ベンチユリ部、２４：圧縮コーン、２６：
スロート、２８：拡張コーン、３４：開放チユー
ブ、３６：スリーブ、３８：キヤツプ、４０：Ｔ
型ジヨイント管、５２：ベンチユリ部、５４：圧
縮コーン、５６：スロート、５８：拡張コーン、
６０：ノズル区画、６２：チユーブ、６４：エル
ボ、６６：スリーブ、６８：入口、７２：出口開
口。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 少くとも一つの高蒸気圧成分即ち揮発性成分
   或は粒状物質或はそれらの組合せ体を、低蒸気圧
   成分を含む流体混合物から分離する為の方法であ
   つて、 (a) 前記粒状混合物と、不混和性のストリツプ用
   物質或は運転状況下での前記流体混合物におけ
   る溶解度の非常に低いストリツプ用物質にし
   て、前記揮発性成分或は前記粒状物質とは異な
   るストリツプ用物質とを接触させる段階と、 (b) 前記粒状混合物及びストリツプ用物質を含む
   組成物の同一方向流れを生じせしめる段階と、 (c) 前記同一方向流れとした組成物の少くとも一
   部分をして少くとも音速である直線速度で流動
   せしめる段階と、 (d) 前記流体混合物から前記ストリツプ用物質を
   分離しそれによつて前記高蒸気圧成分或は粒状
   物或はそれらの組合せ体の少くとも一部分を前
   記分離に際して前記流体混合物から除去する段
   階と、を包含する、前記少くとも一つの高蒸気
   圧成分即ち揮発性成分或は粒状物質或はそれら
   の組合せ体を、低蒸気圧成分を含む流体混合物
   から分離する為の方法。 ２ ストリツプ用物質は、該ストリツプ用物質
   を、該ストリツプ用物質の為に亜音速となる平均
   直線速度に於て流体混合物中に注入することによ
   つて、初期に於て前記流体混合物と接触される、 特許請求の範囲第１項記載の少くとも一つの高蒸
   気圧成分即ち揮発性成分或は粒状物質或はそれら
   の組合せ体を、低蒸気圧成分を含む流体混合物か
   ら分離する為の方法。 ３ ストリツプ用物質は、該ストリツプ用物質
   を、該ストリツプ用物質の為に音速となる平均直
   線速度に於て流体混合物中に注入することによつ
   て、初期に於て前記流体混合物と接触される、特
   許請求の範囲第１項記載の少くとも一つの高蒸気
   圧成分即ち揮発性成分或は粒状物質或はそれらの
   組合せ体を、低蒸気圧成分を含む流体混合物から
   分離する為の方法。 ４ 同一方向流れとされた組成物の少なくとも一
   部分における少なくとも音速である直線速度は組
   成物を管内側の、ベンチユリを含む装置に送通さ
   せることによつて引き起こされる特許請求の範囲
   第３項記載の少くとも一つの高蒸気圧成分即ち揮
   発性成分或は粒状物質或はそれらの組合せ体を低
   蒸気圧成分を含む流体混合物から分離する為の方
   法。 ５ 少くとも一つの高蒸気圧成分或は粒状物質或
   はそれらの組合せ体を、低蒸気圧成分を含む流体
   混合物から分離する為の方法であつて、 (a) 前記粒状混合物と、不混和性のストリツプ用
   物質或は運転状況下での前記流体混合物におけ
   る溶解度の非常に低い、前記高蒸気圧成分或は
   前記粒状物質とは異なるストリツプ用物質とを
   接触させる段階にして、該ストリツプ用物質は
   該ストリツプ用物質の為に少くとも音速である
   直線速度に於て前記流体混合物中に注入されて
   初期における前記接触が創出される段階と、 (b) 前記ストリツプ用物質を前記流体混合物から
   分離しそれにより前記高蒸気圧成分或は粒状物
   質或はそれらの組合せ体を前記分離に際して前
   記流体混合物から除去する段階と、を包含する
   前記少くとも一つの高蒸気圧成分或は粒状物質
   或はそれらの組合せ体を、低蒸気圧成分を含む
   流体混合物から分離する為の方法。 ６ 少くとも一つの高蒸気圧成分或は粒状物質或
   はそれらの組合せ体を低蒸気圧成分を含む流体混
   合物から分離する為の装置であつて、 (a) ストリツプ用物質を前記流体混合物中に注入
   する為の少くとも一つの注入器と、 (b) 前記ストリツプ用物質が前記流体混合物と組
   み合わされた組成物が通過し得る少くとも一つ
   の流れ加速部にして、それにより前記組成物が
   流動する該組成物の少くとも一部分に於て少く
   とも音速である直線速度を達成する少くとも一
   つの流れ加速部と、より成立つ、前記少くとも
   一つの高蒸気圧成分或は粒状物質或はそれらの
   組合せ体を低蒸気圧成分を含む流体混合物から
   分離する為の装置。 ７ 流れ加速部はベンチユリ部である特許請求の
   範囲第６項記載の少くとも一つの高蒸気圧成分或
   は粒状物質或はそれらの組合せ体を低蒸気圧成分
   を含む流体混合物から分離する為の装置。