NO149251B

NO149251B - Anordning for frigjoerbar friksjonsforbindelse mellom to i hverandre innskjoevne roer

Info

Publication number: NO149251B
Application number: NO783380A
Authority: NO
Inventors: Oskar Pletscher
Original assignee: Pletscher Geb
Priority date: 1977-10-06
Filing date: 1978-10-05
Publication date: 1983-12-05
Also published as: ATA713577A; JPS54100039A; FR2405386B1; NL7810000A; JPS5729311B2; FI65195B; CA1098927A; NL174635C; DE2840017A1; FI65195C; NL174635B; GB2008704A; AU516300B2; IT7828511A0; NO783380L; DE2840017C2; AU4046778A; FI783036A7; BE871031A; CH632811A5

Description

Fremgangsmåte til utførelse av varmeutvekslende kontakt

mellom en flytende strøm og faste partikler.

Foreliggende oppfinnelse angår en fremgangsmåte til utførelse av varmeutvekslende kontakt mellom en flytende strøm og faste partikler, hvorved tempe-

raturen av en flytende strøm endres ved varmeutveksling med faste partikler, og strømmen bringes tilbake til en tempera-

tur i det vesentlige lik den opprinnelige temperatur. Mer spesielt angår oppfinnel-

sen en kontinuerlig, cyclisk prosess, hvor-

ved temperaturen av en flytende strøm endres ved at man tilfører eller fjerner varme- eller kjølekapasiteten av faste partikler til, henholdsvis fra, strømmen,

og at man på et punkt i nedstrøm langs strømnings banen gjenoppretter de faste partiklers varme- eller kjølekapasitet og bringer temperaturen av den. flytende strøm tilbake til en temperatur tilnærmet lik dens innløpstemperatur.

Det er et formål med den foreliggende oppfinnelse å skaffe en økonomisk, effek-

tiv fremgangsmåte til å oppvarme eller å

kjøle en flytende strøm og derpå bringe strømmen tilbake til dens opprinnelige temperatur med bibeholdelse av strøm-

mens identitet og renhet. Et annet for-

mål er det å skaffe en kontinuerlig, cyc-

lisk prosess for å separere en komponent eller en klasse av forbindelser fra en opp-

løsning av flytende komponenter, hvorved oppløsningen ved en gitt temperatur brin-

ges i kontakt med faste partikler av et separeringsmiddel med evne til å holde på

en komponent eller en klasse av forbin-

delser ved nevnte temperatur, hvorved den

eller de gjenholdte forbindelser gjenvin-

nes i et etterfølgende trinn, dog i den samme prosess-cyclus, fra de faste partik-

ler med en annen temperatur, og hvorved temperaturendringene i de faste partikler bevirkes uten vesentlig forbruk av varme tilført fra en ytre kilde. Det er et ytter-

ligere formål samtidig å utføre en mot-strømsvarmeveksling og en kontinuerlig cyclisk motstrømsbevegelse mellom en fly-

tende fase og en lettsmuldrende partikkel-

formig fast fase under betingelser hvorved der bevirkes en simulert bevegelse av den faste fase relativt til den flytende strøm uten at der finner sted noen virkelig beve-

gelse av partikkelmassen. Det er nok et formål med oppfinnelsen å skaffe en fremgangsmåte for alternativt å øke og minske gjenholdskapasiteten og/eiler -selektivi-

teten av en masse av faste partikler med hensyn til en gitt komponent av en blan-

ding av forbindelser ved at temperaturen av det partikkelformige faste stoff alter-

nativt økes eller minskes, uten at der imid-

lertid finner sted et nettoforbruk av varme av noen betydning.

Et av de spesielle formål med oppfin-

nelsen er å skaffe en kontinuerlig fremgangsmåte til å fjerne salter fra en vandig oppløsning for derved å fremstille i det vesentlige ionefritt vann på effektiv måte og med lave omkostninger.

Ved hjelp av oppfinnelsen skaffes der

en fremgangsmåte til utførelse av konti-

nuerlig varmevekslende kontakt mellom en flytende strøm og faste partikler, hvor-

ved temperaturen .av en flytende strøm endres ved varmeveksling med faste partikler og strømmens temperatur bringes tilbake til i det vesentlige dens opprinnelige temperatur. Det karakteristiske hoved-trekk ved fremgangsmåten består i at den flytende strøm kontinuerlig sirkuleres i én retning gjennom en stasjonær masse av; faste partikler i en cyclisk strømnings-' bane, at en innløpsstrøm kontinuerlig til-føres til det flytende medium ved en av temperaturyttergrensene som opprettholdes i den stasjonære masse av faste partikler, at temperaturen av det sirkulerende medium samtidig endres til den andre tempera turyttergrense i den stasjonære masse av faste partikler på et nedstrømspunkt i den cycliske bane, at en utløpsstrøm kontinuerlig tas ut fra det sirkulerende medium på et mellomliggende punkt .på ppp-strømsiden av høytemperaturpunktet, mens en annen utløpsstrøm tas ut fra det sirku-' lerende medium på et mellomliggende punkt på nedstrømssiden av høytempera-turpunktet, og at den øvre og nedre tern-peraturyttergrense i det vesentlige holdes i samme avstand fra hverandre i det sirkulerende mediums cycliske bane under varmevekslingsforhold med simulert mot-strøms bevegelse mellom de faste partikler og nevnte kontinuerlig sirkulerende medium ved at man samtidig og kontinuerlig fører i tilbakeløp en del av det sirkulerende medium ved hvert av de mellomliggende uttakspunkter for utløpsstrømmer til den neste, tilstøtende porsjon faste partikler og ved at man fører de ovennevnte punkter frem langs strømningsbanen i strømningsretningen i samme innbyrdes avstand.

I en spesiell utførelsesform for den foreliggende oppfinnelse fjernes en ionisk komponent fra en væskeformig tilførsel i en kontinuerlig drevet cyclisk prosess, hvilken prosses omfatter trinnene bestående i at den væskeformige tilførsel ved en lav temperatur bringes i kontakt med en stasjonær masse av faste ionegjenholdende partikler, hvorved ionene trekkes ut fra oppløsningen og gjenholdes av de faste partikler slik at der dannes en utløpsstrøm fra ionegjenholdssonen bestående i det vesentlige av avionisert vann, at en de-sorpsjonsmiddel-del av nevnte utløpsstrøm bringes i kontakt med faste partikler i en desorpsjonssone på nedstrømssiden i cyclusen, hvilken sone holdes ved en relativt høy temperatur, hvorved de gjenholdte ioner på de faste partikler overføres til nevnte væskeformige desorpsjonsmiddel-fase, at en del av de kontinuerlig strøm-mende utløpsstrømmer både fra ionegjenholdssonen og ionedesorpsjonssonen føres i tilbakeløp til de respektive neste, tilstø-tende masseporsjoner av faste partikler på nedstrømssiden, hvorved der oppstår en kontinuerlig væskestrøm mellom de nevnte soner, at et netto avionisert vannprodukt tas ut fra utløpet av ionegjenholdssonen :på nedstrømssiden og et konsentrert ione-desorbat tas ut fra utløpet av desorpsjonssonen på dennes nedstrømsside, og at inn-løpspunktet for den tilførte væske og ut-løpspunktene for utløpsvæskene rykkes fremover med hensyn til massen av faste partikler med en hastighet som er tilstrekkelig stor til at der oppnås et simulert bevegelig skikt, motstrømsvirkning mellom den faste fase og den flytende fase samt en samtidig overføring av varme fra væsken til den faste fase i nedstrømsdelen av cyclusen mellom desorpsjons- og ionegjen-holdssonene og tilbakeoverføring av varme fra væsken til dens faste fase i nedstrøms-delen av cyclusen mellom ionegjenholdssonen og desorpsjonssonene.

Andre formål med og utførelsesformer for den foreliggende oppfinnelse og dennes

anvendelse på spesielle prosesser vil bli omtalt mer detaljert i den følgende beskri-velse >av fremgangsmåten og mer spesielt i de etterfølgende eksempler.

Et strømningsdiagram som skjematisk viser fremgangsmåten i henhold til oppfinnelsen hva de generelle trekk angår, er vist i fig. 1 i de vedføyede diagrammer. Fig. 1 illustrerer en serie av forbundne funksjonelle soner, hvilke hver for seg omfatter ett eller flere skikt eller lag inneholdende faste partikler av et varmevéks-lingsmateriale i form av stasjonære par-tikkelmasser. To eller flere flytende strøm-mer som kan være enten gassformige eller væskeformige, kan kontinuerlig tilføres til disse soner, og to eller flere strømmer kan kontinuerlig tas ut, idet skiktene er således anordnet at den flytende strøm som ledes gjennom serien av skikt, strømmer i en kontinuerlig cyclisk bane, og inriløps-puriktene for innløpsstrømmene såvel som utløpspunktene for utløpsstrømmene for-flyttes i samme retning som strømningen av det kontinuerlig sirkulerende medium. Faste partikler har store overflater sett i forhold til deres fysikalske volum og vil følgelig ha varmevekslingskapasitet, av en størrelse som vil være nær knyttet til aggregatets overflateareål, med hensyn ' til en gassformig eller væskeformig strøm som føres gjennom partikkelmassen, idet det flytende medium, idet det strømmer gjennom og fyller opp tomrommene mellom de faste partikler (og frembringer hva der her betegnes som «innesluttet medium») og utveksler sitt følbare varmeinnhold , gjennom partiklenes overflate. Hastigheten av varmevekslingen mellom den faste overflate. Hastigheten av varmevekslingen mellom den faste partikkelfase og den flytende fase (hvilken bestemmer den nød-vendige mengde av fast stoff som kreves pr. volumenhet av flytende medium) er. direkte proporsjonal med overflatearealet av partiklene, hvilket i sin tur er omvendt proporsjonalt med diameteren av de faste partikler. Hastigheten av varmevekslingen fordobles således når partikkelens dia-meter halveres.

Det strømningsarrangement som her skaffes, er spesielt egnet til separasjons-prosesser rent generelt, og særlig til ab-sorpsjons- og adsorpsjbnsprosesser i hvilke desorpsjonen av den gjenholdte kompo- ■ nent av tilførselen bevirkes ved hjelp av en strøm av en av de separerte komponenter, i- tilførselen eller ved hjelp av en inn-løpsstrøm hentet utenfra systemet, ved • en temperatur høyere enn sorpsjonstem-peraturen. Nærværende prosess kan an- ; vendes på separasjoner i hvilke endringer. i temperaturen av det faste stoff samtidig endrer enten selektiviteten eller kapasite- ■ ten, eller både selektiviteten og kapasiteten, av den faste fase med hensyn til én eller flere, men mindre enn alle, av de komponenter som er tilstede i tilførsels-blandingen. Den foreliggende prosess er spesielt velegnet når det sorberingsmiddel som bringes i kontakt med tilførselen er et partikkelformig fast stoff som ikke kan beveges innen prosessen på grunn av dets fysikalske form. Partiklene kan således være sprø eller ha en tetthet nær opp til tettheten av den flytende strøm med hvilken den bringes i kontakt, og det kan derfor være- nødvendig å bringe dem i kontakt med det strømmende medium i form av et stasjonært lag. Ved hjelp av det foreliggende arrangement av stasjonære skikt eller lag av fast kontaktmiddel og ved hjelp av de skiftende innløps- og utløpspunkter. som; rykkes frem langs strømningsbanen i samme retning som det kontinuerlig sirkulerende medium, skaffes der en prosess med simulert bevegelige skikt, i- hvilken de faste partikler kommer i samme forhold til det sirkulerende medium og til innløps- og utløpspunktene som et kontinuerlig strøm-mende skikt av partikler i forhold til et sirkulerende, medium og stasjonære inn-løps- og utløpspunkter...

Den foreliggende fremgangsmåte er således, innen, rammen; av oppfinnelsen, egnet til anvendelse- ved. separasjon av en eller flere relativt polare forbindelser fra en blanding omfattende-, ikke-polare eller mindre polare komponenter. Eksempelvis kan mercaptaner, alkylsulfider.,. fenoler, thiofenoler, syrer, aminer og organiske ha-logenider utvinnes ved adsorpsj.on fra hydrocarboner såsom petroleumfraksjoner, ved anvendelse av et adsorberingsmiddel såsom kiselsyregel eller aktivert trekull som den partikkelformige faste fase. Slike separasjoner er typiske eksempler på adsorpsjonsprosesser hvorved der anvendes faste ad-sorberingsmidler som viser forandringer i selektiviteten, med økende temperatur og utgjør således en av de typer av prosesser som innbefattes innen rammen av oppfinnelsen.. Aromatiske hydrocarboner såsom benzen eller nafthalen eller olefiner og di-olefiner adsorberes selektivt fra hydrocar-bonblandinger inneholdende de nevnte samt mindre adsorberbare typer av forbindelser,, såsom alifatiske paraffiner og/ eller nafthener, og prosesser som innbefatter slike separasjoner utføres særlig hensiktsmessig ved fremgangsmåten i henhold til oppfinnelsen, under anvendelse av partikler av et fast stoff med evne til selektivt å adsorbere aromater eller olefiner, såsom f. eks. kiselsyregel, aktivert aluminiumoxyd eller trekull. Både utførelse i gassfase og utførelse i væskefase omfattes innen rammen av en foreliggende se-parasjonsmetode ved adsorpsjon. I sådanne adsorpsjonsprosesser utføres desorpsjonen av adsorbatet i alminnelighet i en separat desorpsjonsson« i systemet ved at temperaturen av det adsorbatinneholdende adsorberingsmiddel i de faste partikler økes, og desorpsjonen kan- påskyndes ved at en oppvarmet strøm av en inert gass, vanndamp eller en annen art av adsorbat-hydrocarbonet tilføres ved en høyere temperatur enn den som råder i tilførsels-strømmen,. og det desorberte adsorbat utvinnes fra desorpsjonsutløpsstrømmen. I en adsorpsjonsprosess for utvinning av nafhalen er eksempelvis benzen eller toluen et egnet desorberingsmiddel, tilført til desorpsjonssonen ved en høyere temperatur enn den som råder i den nafthalen-inneholdende tilførselsstrøm.

Et annet eksempel på anvendelse av den foreliggende fremgangsmåte er utvinning a-v rettkjedede forbindelser, såsom normale paraffiniske hydrocarboner inneholdende tre eller flere carbonatomer pr. molekyl, fra forgrenede eller cycliske hydrocarboner under anvendelse av et sorberingsmiddel av molekylsiltypen, såsom kalsiumaluminosilikat. Disse sorberingsmidler er porøse, sprø partikler som lett pulveriseres under betingelser hvor der oppstår gnidning mellom partiklene, såsom f. eks. i et system med fluidisert eller bevegelig skikt for å oppnå fordelene som oppnås ved motstrømsvirkningen. Når slike sorberingsmidler anvendes, benyttes der en strøm av et hydrocarbon av sorbat-typen med et kokepunkt forskjellig fra koke-punktet av sorbatkomponenten i tilførselen som desorberingsmiddel i prosessen ved en høyere temperatur enn temperaturen av den blandede hydrocarbontilførsel.

En annen anvendelse av den foreliggende fremgangsmåte, ved hvilken et mot-strømsarrangement med stasjonære lag av et fast kontaktmiddel byr på spesielle fordeler hva renheten av de utvunnede produkter og effektiviteten av driften angår, er den metode som består i å ekstrahere en eller flere komponenter av en flytende strøm hvilke er oppløselige i et egnet opp-løsningsmiddel som er gjenholdt i porene i et porøst fast stoff, såsom kiselsyregel eller trekull, idet oppløsningsmidlets kapasitet for den adsorberte komponent (såsom aromatiske hydrocarboner)' øker med økende temperatur. Således innsettes partikler av porøst trekull eller aluminiumoxyd med et oppløsningsmiddel for aromatiske hydrocarboner såsom diethylen- eller triethylenglycol, og partiklene inneholdende oppløsningsmidlet holdes i en stasjonær masse i form av et enkelt stasjonært lag eller en serie av innbyrdes forbundne lag, mens en hydrocarbontilførsel inneholdende det aromatiske hydrocarbon tilføres til adsorpsjonssonen bestående av sådan masse ved en temperaturyttergrense og en strøm av desorberingsmiddel-hydrocarbon tilføres til en sone av partikkelmassen på nedstrømssiden ved en annen temperaturyttergrense i prosessen for å gjenvinne den adsorberte aromatiske komponent fra de faste partikler. Ovennevnte system ville ikke på annen måte kunne tilpasses til et motstrømsarrangement med bevegelig skikt på grunn av de faste adsorbentpartiklers tendens til å smuldre.

Ytterlig en annen type av fast kontakt-medium i form av enkeltpartikler' som illustrerer den flerfoldighet av faste partikler som kan anvendes i den foreliggende fremgangsmåte, er materialer som primært virker som varmevekslingsmedia men som også tjener som filtermedia for faste stoffer suspendert i de flytende tilførsler. Således kan partikler såsom sand anbringes i de stasjonære båser i apparatet for derved effektivt og kontinuerlig å bevirke varmeveksling i en del av prosessen mellom en flytende strøm (eksempelvis en tilførsels-strøm for omdannelse) og en annen flytende strøm såsom en oppvarmet utløps-strøm av omsatte produkter, i en separat del av prosessen, eksempelvis når forholdet med prosessen er å øke temperaturen av en tilførselsstrøm til en høyere omsetnings-temperatur uten forbruk av varme tilført utenfra.

De foregående typiske anvendelser av det grunnleggende strømningsmønster som inngår i foreliggende oppfinnelse, såvel som andre anvendelser beskrevet i det nedenstående, illustrerer en mangfoldighet ikke bare av prosesstyper på hvilke den foreliggende varmevekslingsmetode kan anvendes, men også en mangfoldighet av faste kontaktmidler som kan anvendes i nærværende strømningsprosess.

Ennskjønt det nærværende strøm-ningsarrangement kan anvendes i en prosess med det eneste formål å overføre varme til en flytende innløpsstrøm og tilbake-føre varmen til de faste partikler før den flytende strøm forlater varmevekslingsenheten, består en spesielt nyttig anvendelse av metoden i å overføre varme fra produkter til reaktanter i forbindelse med en omsetningsprosess, såsom en av de ovennevnte typiske anvendelser av oppfinnelsen. Således forbedres selektiviteten eller kapasiteten av et gitt fast stoff for å bevirke eller influere på den ønskede omsetning ved en forandring av temperaturen av den flytende strøm i kontakt med det faste stoff. Den foreliggende fremgangsmåte muliggjør at den flytende strøm kan tilføres prosessen ved en temperatur, bringes i kontakt med et partikkelformig fast varmevekslingsmateriale, hvilket øker eller minsker temperaturen av tilførsels-strømmen til den ønskede omsetningstem-peratur (retningen av temperaturendrin-gen avhenger av de spesielle betingelser som kreves av systemet) og at varme- eller kjølekapasiteten av de flytende produkter ved omsetningen overføres i en porsjon av varmevekslingsmediet på nedstrømssiden til en annen porsjon av det faste varmevekslingsmateriale. På grunn av den kontinuerlige, cycliske karakter av den foreliggende strømningsprosess vil de faste partikler i nedstrømssonen trekke ut varme- eller kjølekapasiteten av produkt-strømmene og lagre denne varmeoverfø-ringskapasitet for etterfølgende overføring til en ytterligere mengde av tilførselsstrøm når nedstrømssonen rykker frem til den fase av cyclusen i hvilken de faste partikler først bringes i kontakt med tilfør-selen. Temperaturdifferansen mellom temperaturyttergrensene som opprettholdes i prosessen, kan være stor eller liten da i det vesentlige all overførbar varme overføres mellom den faste fase og den flytende fase under de strømningsbetingelser som skaffes ved det foreliggende strømningsarran-gement (det vil si den nesten ubegrensede varmevekslingsoverflate som skaffes av partiklene av det faste varmevekslingsmedium og motstrømsvirkningen mellom den faste og den flytende fase). De faste partikler virker således som et midlertidig lagringsreservoar for varmen som skal overføres mellom de kontinuerlig alternerende temperatursvingninger.

Driften av den foreliggende tempera-tursvingningscyclus ved intern varmeveksling mellom én eller flere stasjonære masser av varmevekslingspartikler og det kontinuerlige, flytende medium som under simulert motstrømsvirkning strømmer gjennom partiklene, gjør det mulig å reali-sere et av hovedformålene med nærværende oppfinnelse, dvs. lagringen av den varme som tilføres prosessen. Denne lag-ring av varme er viktig i prosesser inne-bærende relativt store strømningsmengder, fordi den varmemengde som kreves for å endre temperaturen av den flytende strøm til de temperaturyttergrenser som kreves i de separate trinn eller soner i strømnings-prosessen, kan være av en slik størrelses-orden at den øver en betydelig innflytelse på omkostningene ved prosessen. Det strømningsarrangement som her skaffes, kan imidlertid også anvendes på prosesser hvor det inngår relativt små strømnings-mengder og hvor konserveringen av varme ikke er en faktor av den største betydning for omkostningene ved prosessen. Således kan den oppvarming eller kjøling som kreves ved prosessen for å opprettholde forskjellige temperaturer i de forskjellige soner av strømningsprosessen delvis skaffes fra ytre kilder, idet i det minste en del av den varme som tilføres eller fjernes, gjenvinnes eller tilføres ved intern varmeveksling mellom det eller de stasjonære lag av faste varmevekslingspartikler og den flytende strøm.

En tilpasning av strømningsprosessen i hvilken trekkene i henhold til oppfinnelsen er anvendt på mest fordelaktig måte, rep-resenteres ved gjenvinning av rent vann fra en vandig oppløsning inneholdende ioner av et eller flere oppløste salter, såsom sjøvann, under anvendelse av partikler av et fast materiale med ionegjenholdsegen-skaper, såsom en harpiks eller et anorga-nisk fast stoff inneholdende både kationreaktive og anionreaktive punkter, eller separate ionegjenholdende partikler. I alminnelighet kan slike harpiksaktige materialer ikke anvendes i en prosess av typen med bevegelig skikt, på grunn av de vanskeligheter som' kan være forbundet med harpiksens fysikalske form, idet partiklene kan være sprø og ha tendens til å smuldre opp. Dessuten kan tettheten av harpiksen og den vandige fase være så pass like at det følger vanskeligheter ved sirkuleringen av de faste partikler i motstrøm til den flytende fase. En av de nødvendige for-utsetninger for effektivt å kunne anvende faste ionegjenholdspartikler er regenereringen hvorved aniongjenholds- og kation - gjenholdsaktiviteten av partiklen gjenopp-rettes ved fortrengning av de gjenholdte ioner fra de faste partikler under anvendelse av en del av det avioniserte vann, oppvarmet til en forhøyet regenereringstemperatur, som regenereringsmiddel (desorberingsmiddel) for de forbrukte partikler. Varmevekslingssystemet som skaffes ved den foreligegnde prosess, muliggjør en sådan effektiv regenerering av ionegjenholdspartiklene med bare et nominelt netto forbruk av varme og er derfor meget anvendelig i en sådan prosess.

Uansett spesielle anvendelser skaffes der ved foreliggende oppfinnelse en varmevekslingsprosess i hvilken en innløpsstrøm ved en gitt temperatur forbindes kontinuerlig, under motstrømsbetingelser bringes i kontakt med en stasjonær masse av faste partikler med varmevekslingskapasitet og en annen temperatur enn innløpsstrømmen med en strømningshastighet hvorved inn-løpsstrømmen i det vesentlige antar temperaturen av de faste partikler, mens den flytende strøms varmevekslingskapasitet samtidig overføres til en masse av faste partikler anordnet som et stasjonært lag i en sone på nedstrømssiden i den cycliske strømningsbane for derved å bevirke varmeveksling mellom den annen flytende strøm og de faste partikler for å gjenvinne varme- eller kjølekapasiteten som ble lagret i partiklene under det foregående trinn i cyclusen da partiklene ble bragt i kontakt med den førstnevnte flytende strøm. Det hovedprinsipp som ligger til grunn for alle anvendelser av det foreliggende strøm-ningsmønster på forskjellige prosesser, uavhengig av eventuelle endringer i sammensetningen av den flytende eller den ■ faste fase, er at en seksjon av et lag av faste partikler (hvilke i et gitt øyeblikk f. eks. kan undergå desorpsjon, regenerering eller annen omdannelse )■ oppvarmes til en. relativt forhøyet temperatur ved hjelp av en varm strøm (idet strømmen selvfølgelig blir avkjølt ved varmeveksling), mens en kald, flytende strøm, i en annen seksjon av laget av partikler, samtidig oppvarmes til i det vesentlige den samme forhøyede temperatur ved gjenvinning av den varme som ble lagret i de faste partikler da den sistnevnte seksjon av laget ble oppvarmet under et foregående trinn i cyclusen. De alternerende temperaturfluktuasjoner som gjør en hvilken som helst gitt del av laget til alternativt en varmemottagende sone og en varmeav- • givende sone, gjøres kontinuerlig cycliske ved et simulert bevegelig-skikt-system, hvorved innløpene og utløpene av det strømmende medium til og fra det faste lag av partikler- kontinuerlig eller periodisk rykkes frem relativt til de faste partikler i strømningsretningen gjennom laget av partikler. De alternerende varmeavgivende og varmemottagende soner rykker således kontinuerlig frem sammen med den flytende strøm gjennom skiktet eller skiktene av partikler, og avstanden mellom sonene forblir i det vesentlige fast. Denne simulerte «sirkulering» av varme- og kjøle-sonene utføres ved å avpasse varmekapasiteten av de faste partikler (hvilke i virkning «sirkulerer» i forhold til innløpspunk-tet for tilførselen) til varmekapasiteten av den flytende strøm (hvilken «sirkulerer» i motsatt retning av de faste partikler sett i forhold til innløpspunktet for tilførselen). Ved å avpasse «sirkuleringshastighetene» for faste partikler og flytende strøm for kontinuerlig å holde vesentlig temperaturlikevekt mellom den faste og den flytende fase på alle punkter langs strømningsba-nen, kan en tilført strøm oppvarmes eller kjøles over et vidt temperaturområde og bringes tilbake til temperaturen ved inn-løpet uten at der finner sted noe vesentlig netto forbruk av ekstern varme- eller kjø-lekapasitet.

Når man her taler om modifisering av de fysikalske egenskaper av den flytende strøm i den første kontaktsone mellom den flytende og den faste fase og ny endring a-v de fysikalske egenskaper av den flytende strøm i den annen kontaktsone mellom den flytende og den faste fase på nedstrømssiden, menes disse endringer å innbefatte: (1) modifisering av temperatur av strømmen (som ved varmeveksling;) eksempelvis ved at temperaturen økes i en varmeavgivende sone i strømnings-prosessen og temperaturen av strømmen derpå bringes tilbake til temperaturen av tilførselen ved innløpet i en varmemottagende sone i strømningsprosessen; (2) endring av komposisjonen av den flytende strøm samtidig med eller etter forandrin-gen i temperaturen av strømmen, hvorved selektiviteten eller kapasiteten av de faste partikler for en gitt komponent av den flytende strøm endres (som i- en prosess i hvilken én eller flere komponenter av den flytende strøm enten tilføres eller tas ut fra prosessen med øket eller minsket konsentrasjon av en- gitt komponent i strømmen; f. eks. ved' fjernelse av oppløst salt fra en vandig strøm eller ved fjernelse av aromatiske- komponenter fra en blandet hydrocarbonstrøm); eller (3) modifisering av den fysikalske tilstand av en eller flere komponenter i strømmen som følge av temperaturendringer (f. eks. ved utkrystal-lisering av oppløst salt fra en oppløsning eller ved fjernelse av vann fra en saltopp-løsning og filtrering av de utfelte faste forbindelser i lagene av de faste partikler).

Den vedføyede fig. 1 illustrerer de grunnleggende trekk ved anvendelsen av oppfinnelsen for å bevirke ikke bare over-føring av varme til eller fra en masse av faste partikler som bringes i kontakt med en flytende strøm, men også i tillegg en forandring i sammensetningen av minst én av de tilførte flytende strømninger. For enkelhets skyld beskrives fig. 1 i det nedenstående i tilknytning til avionisering av en vandig saltoppløsning, hvor der anvendes ionegjenholdspartikler som tjener både som et fast kontaktmiddel for å bevirke en endring i komposisjonen av strømmen og også som varmevekslingsmedium for å bevirke overføring av varme til det flytende medium. I denne prosess bringes de faste ionegjenholdspartikler (nærmere beskrevet i de følgende eksempler) i kontakt med en tilført oppløsning ved' en relativt lav temperatur (omgivel-sestemperatur eller ute temperatur) og etter en omsetningsperiode hvorunder de ionegjenholdende partikler blir i det minste delvis «forbrukt» med hensyn til gjenholdte ioner oppvarmes- partiklene i en vandig strøm med høy temperatur (regenereringsmiddel) med lavere ioneinnhold enn den tilførte oppløsning i den hensikt å fjerne ioner fra de ionegjenholdende partikler og regenerere sistnevnte for en ny cyclus. Regenereringsmidlet for dette formål tas hensiktsmessig fra en intern kilde, (det avioniserte vannprodukt) eller tilføres som desorberingsmiddel fra en ekstern kilde. Betrakter man prosessen som en hel cyclus, vil den vandige strøm således ut-settes for vide temperaturfluktuasjoner for å bevirke de alternerende ionegjenholds-og -partikkelregenereringstrinn i prosessen. Da en avsaltningsprosess for å være praktisk som en metode til fremstilling av drikkevann til lave omkostninger, må væ-re basert på et minimalt forbruk av «Utili-ties» er den foreliggende fremgangsmåte.: spesielt egnet til avsaltning av sjøvann da der ved fremgangsmåten bare forbrukes nominelle mengder av varme tilført utenfra pr. enhet vannprodukt.

Fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen kan betraktes som utført i en serie av fire seg imellom forbundne soner, som hver har en .spesiell funksjon. De fire funksjonelle soner kan være utformet som et eneste, forlenget stasjonært lag av partikler uten noen skillelinjer mellom hver av sonene, andre enn de sonegrenser som markeres ved innløps- og utløpspunktene for de forskjellige strømmer. Fortrinnsvis består imidlertid hver sone av en eller flere serieforbundne stasjonære lag av faste partikler av varmevekslingsmediet gjennom hvilke det flytende medium strømmer i en uavbrudt strøm. Strømningsarrange-mentet med flere serieforbundne stasjonære lag som er vist på de vedføyede tegninger, hvor et antall individuelle stasjonære lag av de faste partikler av varmevekslingsmediet utgjør hver funksjonelle sone, er i alminnelighet et mere foretrukket arrangement fordi strømnings-banen lettere kan holdes rettlinjet og under større kontroll. Ennskjønt lagene er illustrert som værende stablet på hverandre i fig. 2 av de vedføyede tegninger, kan lagene også være horisontalt serieforbundne. For av hensiktsmessighetsgrun-ner å angi et begynnelsespunkt i forhold til hvilket posisjonen av alle de andre) soner gjøres relative, vil man her betegne den sone i hvilken de faste partikler først bringes i kontakt med tilførselen, såsom den vandige saltoppløsriing som er anvendt i fig. 1 for å illustrere prosessen, som den første kontaktsone for tilførsel. I den illustrerte avsaltningsprosess er denne sone «ionegjenholdssonen» og inneholder fire stasjonære lag (B4 til Bl) av faste ionegjenholdende partikler. I en prosess hvor varmeveksling ier hovedsakelig det eneste forhold, kan denne sone også betegnes som en «varmemottagende» sone i hvilken den varme som inneholdes i en flytende tilfør-selsstrøm overføres ved varmeveksling til massen av faste partikler i lagene fra B4 til Bl, idet partiklene derved mottar og lagrer den varme som avgis av den flytende strøm. Som et referansepunkt er denne sone i strømningsprosessen den sone som ligger lengst i oppstrøm. Den neste ned-strømssone, relativt til den første kontaktsone for tilførsel, betegnes her som en

«sekundær rektifikasjonssone» og er i den

1 fig. 1 illustrerte avsaltningsprosess sam-mensatt av to stasjonære lag av ionegjenholdende partikler (B20 til B19). Avhengig iav dens tilleggsfunksjoner, kan den se-Ikundære rektifikasjonssone bestå av ett

.eller flere lag i serie. Den neste, tilstøtende :sone i nedstrøm relativt til den sekundære

rektifikasjonssone betegnes som den annen Skontaktsone for tilførselsstrømmen, eller «desorpsjonssonen» og utgjøres i den illustrerte avsaltningsprosess av ti lag (Bl7 til :B10). En del av denne sone (eksempelvis

.lagene Bil og B10) kan betegnes som en «varmemottagende» sone, i hvilken den

varmemengde som inneholdes i utløps-mengden fra desorpsjonssonen (hvilken ut-løpsmengde i den illustrerte prosess har

.en temperatur over utgangstemperaturen

i systemet, nemlig over tilførselens mn-løpstemperatur) kan gjenvinnes ved sekundær varmeveksling mellom utløps-strømmen fra desorpsjonssonen og de faste ionegjenholdspartikler slik at denne varmemengde beholdes i prosessen ved at den lagres i de faste partikler. I en prosess hvor varmeveksling er hovedformålet kan den første kontaktsone også virke som en «varmeavgivende» sone, i hvilken den varmemengde som er lagret i massen av faste partikler av varmevekslingsmedium, over-føres ved varmeveksling til den primære tilførsel, og den sekundære rektifikasjonssone på nedstrømssiden virker som et område for utskiftning av det innesluttede medium mellom de faste partikler med varmt utløpsmedium fra lag Bl, hvorved lag B20 tilføres det flytende medium med endret sammensetning og med endret temperatur. Den sone som ligger lengst i ned-strøm relativt til den primære kontaktsone eller ionegjeriholdssone, betegnes som den primære rektifikasjonssone og inneholder i den illustrerte avsaltningsprosess fire lag i serie, nemlig lagene fra B9 til B5. I denne primære rektifikasjonssone utskiftes det innesluttede medium mellom de faste partikler med medium fra oppstr.ømssiden. I

en varmevekslingsprosess for overføring av varme fra et flytende medium til et annet skaffer den primære rektifikasjonssone et område med masseoverføring, i hvilket ut-løpsstrømmen fra lag B10 fortsetter gjennom lagene på nedstrømssiden B9, B8 osv. og utskifter det innesluttede medium i disse lag, og således klargjør laget i ned-strøm for mottagelse av medium fra lagene i oppstrøm. De her anvendte betegnelser «oppstrøm» og «nedstrøm» må tolkes som på vanlig måte i kjemiske prosesser, dvs. betegnelsen «nedstrøm» angir et fremskredet punkt i strømningsretningen relativt til referansepunktet, mens «oppstrøm» angir et punkt bak referansepunktet relativt til strømningsretningen. I den nærværende type av cycliske prosesser kan et punkt i oppstrøm også betraktes som et punkt i nedstrøm relativt til referansepunktet, men ikke relativt til den flyende strøm da intet nedstrømspunkt har vært nådd i den foregående cyclus av det gitte strømningsmedium ved referansepunktet.

Apparatet som er illustrert i fig. 1. viser et plansnitt av en ionegjenholdskolonne 1 omfattende en serie av separate lag Bl til B20 inneholdende faste partikler av et materiale med varmevekslingskapasitet, såsom partikler av en ionegjenholdende harpiks. Lagene er vist arrangert i en hori-sontal sammenstilling med rørledninger som forbinder utløpet fra hvert lag på ned-strømsiden med innløps- og utløpsporter for det strømmende medium Pl til P20 i distribusjonssentret 2 for mediet. Distribusjonssentret er vist i et horisontalt tverrsnitt som en ventil med et ventilhus X og en ventilplugg Y som kan roteres i nevnte ventilhus under væskeforsegling i forhold til dette, unntatt for visse kanaler i ventilpluggen og de ovennevnte porter Pl til P20 i ventilhuset. Portene i ventilhuset er av-passet etter kanalene i pluggen for å skaffe midler til å lede visse innløps- og utløps-strømmer til og fra lagene av faste ionegjenholdende partikler, avhengig av det trinn i prosessen man befinner seg på. Distribusjonssentret 2 for det flytende medium, hvilket dirigerer innløps- og utløps-strømmene til og fra de enkelte lag i kolonnen 1 i samsvar med et kontinuerlig, cyclisk program, er illustrert som en plate-type av en rotasjonsventil, men det kan også utgjøres, skjønt mindre effektivt, av en hvilken som helst annen form for distribusjonssenter, såsom av et manifold arrangement av inngående og utgående rør-ledninger med ventiler som reguleres av timede tenser for å åpne og lukke de riktige ventiler i de forskjellige rørledninger som forsyner lagene, i et forhåndsbestemt driftsprogram. Programeringsinnretningen som er hjertet av distribusjonssentret for det flytende medium, muliggjør utførelsen av den type av strømning som skaffes i henhold til foreliggende fremgangsmåte ved å sikre at innløps- og utløpspunktene til og fra kontaktkolonnen rykkes frem med jevn hastighet og i nedstrømsretnin-gen under driften av prosessen, mens den relative avstand mellom innløps- og ut-løpspunktene opprettholdes under hver cyclus. Sammenstillingen av lagene i et skikt som er illustrert i fig. 1, er gjengitt på denne måte for illustrasjonsøyemed og som et hjelpemiddel for å beskrive strøm-ningsprosessen i dens enkleste, minst over-lessede skjematiske arrangement, enn-skjønt arrangementet av lag eller kon-struksjoner av apparatet vanligvis (f. eks. i en kommersiell enhet) gis formen av en vertikal kolonne i hvilken de separate lag er opplagret det ene over det andre, idet lagene forbindes seg imellom i et arrangement med strømning i serie ved hjelp av ledninger mellom de forskjellige lag, som skjematisk illustrert i fig. 2 som senere vil bli beskrevet i forbindelse med en spesiell utførelsesform for fremgangsmåten.

Begrepene «oppstrøm» og «nedstrøm» anvendes på en vertikal stablet sammenstilling av stasjonære lag for å angi den innbyrdes passering i rommet mellom de forskjellige referansepunkter, uavhengig av hvorvidt det strømmende medium flyter nedover eller oppover (begge strømnings-retninger regnes som henhørende innen rammen av oppfinnelsen) i det vertikale arrangement. Det strømmende medium bringes til å flyte nedover i det vertikale arrangement når den resirkulerte strøm, som gjør prosessen kontinuerlig cyclisk, tas fra bunnen av det nederste lag av kolonnen og føres til toppen av det øverste lag i serien, og omvendt bringes det strømmende medium til å flyte oppover i arrangementet når den resirkulerte strøm tas fra toppen av kolonnen og ledes inn i bunnen av det laveste lag i kolonnen.

Egnede tilførsler eller utgangsmaterialer for anvendelse i den utførelsesform for oppfinnelsen som angår avsaltning av vandige oppløsninger, såsom prosessen for avsaltning av saltvann som er illustrert i fig. 1, er vandige oppløsninger av i alminnelighet ioniserbare stoffer, som kan være salter, baser eller syrer i konsentrasjoner vanligvis opp til ca. 10 vektpst., fortrinnsvis i konsentrasjoner som. ikke overstiger ca. 5 vektpst. av oppløsningen. En av de nyttigste anvendelser av den foreliggende fremgangsmåte er utvinningen av rent vann fra naturlig forekommende saltvann, såsom sjøvann, hvilket eksempelvis kan inneholde natriumklorid i konsentrasjoner opp til 3 eller 4 vektpst. samt en mindre mengde av andre salter. Da det ønskede-sluttprodukt i dette tilfelle er det rene vann,, vil utbyttet av vann pr. driftsom-kostningsenhet være større desto lavere konsentrasjonen av det oppløste salt i vannet er. Anvendbarheten av en gitt tilførsel for fremstilling av rent vann øker følgelig med minskende innhold, av oppløste forbindelser i oppløsningen. På den annen side, dersom det ønskede sluttprodukt er en konsentrert oppløsning av det oppløste ioniske produkt, er forholdet med' prosessen vann fra oppløsningen, og anvendbarheten av oppløsningen som tilførsel øker med økende saltkonsentrasjon i oppløsnin-gen. En av de foretrukne tilførsler- for fremstilling av rent vann fra en saltoppløs-ning er vanlig sjøvann inneholdende ca. 3,3 vektpst. oppløste faste forbindelser; hovedsakelig natriumklorid. Andre kilder til forurenset vann omfatter sulfittavlut som kan anvendes som tilførsel ved foreliggende fremgangsmåte i den hensikt å redusere konsentrasjonen av sulfittioner i avluten fra cellulosefabrikker før avluten tømmes ut i elver og naturlige vannførin-ger. Dersom ionegjenholdspartiklene som anvendes som det faste varmevekslende medium i avsaltningsprosessen, er et materiale som omdannes reversibelt i nærvær av toverdige eller treverdige kationer, såsom Ca++ eller Mg<++>, kan det tilførte sjø-vann på forhånd behandles ved at det bringes i kontakt med en ionevekslerhar-piks av natriumzeolitt eller sulfonert poly-styren før sjøvannet tilføres avsaltnings-systemet inneholdende de følsomme ionegjenholdende partikler. En slik kombinert ionevekslings- og ionegjenholdsprosess er en særlig drivverdig kombinasjon, fordi den konsentrerte lake som gjenvinnes fra ut-løpet av ionegjenholdsprosessen og som inneholder en høy konsentrasjon av natriumklorid, utgjør et hensiktsmessig regenereringsmiddel for gjenopprettelse av harpiksens ioneveksleraktivitet for å fjerne flerverdige ioner fra det tilførte sjøvann.

De fleste partikler, av kontaktmaterialet som utgjør, varmevekslingsmediet i en varmevekslingsprosess og som også utgjør' ionegjenholdspartiklene i avsaltningsprosessen som er- illustrert i fig. 1, velges på. grunnlag av deres evne til å oppfylle formålet med prosessen. Når formålet således bare består i overføring av varme mellom to flytende strømmer, vil valget av de mest egnede faste partikler for formålet bestemmes av slike faktorer som overflateareal pr. volumenhet eller vektenhet, varmeled-ningsevne, varmekapasitet og trykkfallet gjennom lagene av partiklene. Partikkelformige faste materialer såsom sand, me-tallhagl og glasskuler ville bli betraktet som egnede for dette formål. Når et ytterligere med prosessen må tas hensyn til ved valget av egnet kontaktmateriale, såsom materialets evne til å bevirke en endring i sammensetningen eller andre fysikalske egenskaper av det flytende medium som strømmer gjennom lagene av kontaktmateriale, må der også tas hensyn til hastig-hets- og kapasitetsfaktorer i tillegg til de faste partiklers varmeoverføringsegenska-per. Ved valg av et egnet partikkelformig fast materiale for avsaltning av sjøvann må der således både tas hensyn til komposisjonen av partiklene (hvilken bestemmer kapasitets- og hastighetsfaktorene for partiklene) og størrelsen av partiklene. Disse og andre betraktninger for en typisk avsaltningsprosess beskrives i større detalj for en egnet harpiks i de nedenfor beskrevne eksempler.

Idet det påny vises til strømnings-arrangementet i fig. 1 i dets anvendelse på en strøm av en saltoppløsning bestående av sjøvann for fremstilling av avionisert eller i det vesentlige, avionisert vann og et konsentrert lakebiprodukt, består strømningsarrangementets primære appa-raturkomponenter av kontaktkolonnen 1 og distribusjonssentret 2 for det flytende medium, og disse komponenter er utstyrt med de nødvendige reguleringsventiler i innløps- og. utløpsrørledningene, pumper, oppvarmere og kjølere samt annet tilleggs-utstyr. Disse apparatkomponenter er anordnet slik at de tilfredsstiller - de vesentlige og. kritiske krav som. stilles av den foreliggende prosess, nemlig at en kontir nuerlig flytende, cyclisk strøm av medium skal sirkuleres gjennom en serie av stasjonære lag fra det første til det siste i serien og fra det siste til det første-i serien, idet hvert lag blir tilført utgangsoppløsningen på det passende trinn i prosesscyclusen og i tilstrekkelig tid til at konsentrasjonen av ioner i tilførselsoppløsningen nærmer: seg i det vesentlige likevekt med de ionegjenholdende partikler før innløpet for tilfør-selen skiftes over til det neste lag. på ned-strømsiden. Pumpe 3 som er vist i. fig. 1. sørger for sirkulering av den kontinuerlige strøm i den illustrerte prosess gjennom kolonne 1 bestående av de serieforbundne kontaktlag B20 til Bl inneholdende partikler av et ionegjenholdende materiale, såsom en harpiks med evne til å gjenholde både kationiske og anioniske komponenter av saltoppløsningen.

Det primære utgangsmateriale (salt-oppløsningen) tilføres prosessen gjennom rørledningen 4 med en forhåndsbestemt innløpstemperatur for tilførselen T, (den laveste temperatur som opprettholdes i strømmen i avsaltningsprosessen) og ved et trykk som er tilstrekkelig til å føre tilfør-selsstrømmen inn i prosesscyclusen ved det interne trykk som hersker i innløpspunk-tet for tilførselen. Tilførselsstrømmen som føres inn i prosessen gjennom rørlednin-gen 4, strømmer inn i akselen av ventilpluggen Y i den sentrale fordelingsventil 2, derpå inn i kanal 5 i den roterbare plugg og deretter til porten P5 i ventilhuset X. En forbindelsesledning, rørledning 6, fører tilførselen fra porten P5 i ventilen til forbindelsesledningen 7, hvilken forbinder ut-løpet fra lag B5 med innløpsenden av det neste, tilstøtende lag B4 på nedstrømsiden. I det spesielle øyeblikk i prosesscyclusen som er illustrert i fig. 1, er lag B4 det første lag (nemlig laget lengst i oppstrøm) i serien av fire lag som utgjør den primære kontaktsone for tilførselen eller ionegjenholdssonen i den illustrerte avsaltningsprosess. Tilførselsstrømmen strømmer i nedstrømsretningen til lag B4 heller enn i oppstrømsretningen til lag B5 på grunn av trykkfallet i nedstrømsretningen. En motstrømsvirkning opprettes derved mellom saltvannstilførselen og de ionegjenholdende partikler da saltvannstilførselen, som inneholder den høyeste konsentrasjon av salt i prosessens ionegjenholdstrinn, kommer i kontakt med partikler av harpiksen i hvilke noen av de ionegjenholdende sentra allerede er besatt av saltioner under et foregående trinn av cyclusen da laget B4 var et lag på nedstrømsiden i ionegjenholdssonen, før innløpspunktet for tilfør-selen ble skiftet over til lag B4 (dvs. da et av de foregående lag B7), B6 eller B5 var det primære innløpspunkt for tilførselen). Når således frisk tilførsel føres inn i lag B4, vil ionegjenholdsprosessen, som delvis er fullført i de foregående trinn av cyclusen, fullstendiggjøres, og harpiksen i lag B4 kan være (skjønt ikke nødvendig-vis) i det vensentlige «forbrukt» (dvs. i likevekt med saltoppløsningen) og mettet med de ioniske komponenter i tilførsels-oppløsningen i den utstrekning det er mulig ved den gitte temperatur og konsentrasjon av ioniske komponenter i dette trinn av prosessen. Fortrinnsvis vil man sørge for et volum av ionegjenholdende partikler i prosessen som er tilstrekkelig til å opprettholde et overskudd av ionegjenholdskapasitet for tilførselen for derved å sikre en i det vesentlige fullstendig avsaltning i den kontinuerlige prosess. Fullstendighe-ten av avsaltningen bestemmes av forholdet mellom antallet av ionegjenholdende sentra som er tilgjengelige på de faste partikler (dvs. av vekten eller volumet av ionegjenholdende partikler i hvert lag) og antall ioner i den flytende fase* som bringes i kontakt med partiklene (dvs. konsentrasjon av salt i tilførselen). For enkelte formål vil det ikke være nødvendig med en fullstendig avsaltning, mens der for andre formål kan være påkrevet med en avionisering til et innhold fra 0 til 2 vektdeler pr. million vektdeler. Således vil det for vanningsformål være tilstrekkelig med en avsaltning av det vandige produkt ned til 3000 deler pr. million av oppløste faste stoffer, mens det for husholdningsvann vanligvis vil være ønskelig med en avsaltning ned til 500 deler pr. million deler. ;Etter at likevekt er nådd mellom harpiksen i lag B4 og den ioniske komponent i den omgivende tilførselsstrøm, vil ytterligere tilførsel som strømmer inn i lag B4, føres ut gjennom utløpet på nedstrøms-siden av B4 til lag B3, i hvilket i det minste en del av de faste partikler inneholder aktive ionegjenholdende sentra. Utløps-mengden som forlater B4, kan ikke strøm-me inn i rørledning 8 og flyte inn gjennom porten P4 i den sentrale fordelingsventil i det trinn av cyclusen som er illustrert i fig. 1, fordi det ikke finnes noen ut-løpskanal i ventilpluggen Y i plan med porten P4 som kan skaffe en utløpsåpning gjennom ventilpluggen Y. På samme måte må den væske som er fortrengt fra tomrommene mellom de ionegjenholdende partikler i nedstrømslagene B3 og B2 av samme grunn fortsette å strømme i nedstrøms-retningen gjennom de serieanordnede lag, fordi der ikke finnes noen utløpsåpning fra lagene gjennom den sentrale fordelingsventil. I hvert av disse lag bringes den til-førte strøm i kontakt med de faste ionegjenholdende partikler som inneholdes i lagene, idet de gjenværende saltioner i saltoppløsningen bindes til de aniongjenholdende og de kationgjenholdende sentra i den kjemiske struktur av partiklene, i den utstrekning som svarer til likevektsbetin-geisene. Saltoppløsningen som opptar tomrommene mellom de porøse ionegjenholdende partikler og som bærer med seg de gjenværende anioner og kationer i opp-løsningen (dvs. det innesluttede medium), strømmer gjennom partiklene, hvilke gjenholder de ioniske komponenter i oppløs-ningen ved hjelp av en mekanisme som her betegnes «ionegjenholdelse» ved hvilken både de kationiske og de anioniske komponenter bindes til og gjenholdes i de kjemisk aktive sentra innen komposisjonen av partiklene, som fortsetter å være ionegjenholdende så lenge, der fortsatt finnes aktive sentra i partiklene ved de gitte temperatur- og konsentrasjonslikevektsbetin-gelser. ;Laget lengst i nedstrøm i den ionegjenholdende sone (lag Bl i det trinn av cyclusen som er illustrert i fig. 1) inneholder harpiks i hvilken de ionegjenholdende sentra nesten alle er aktive på det tidspunkt tilførelsen begynner å strømme inn i lag B4 (idet innløpspunktet for tilfør-selen flyttes frem i retning av de nylig regenererte lag). Lag Bl er følgelig istand til å fjerne i det vesentlige alle de gjenværende ioner i utløpsmengden fra lag B2. Deretter blir lag Bl etterhvert mer og mer mettet med ioner etterhvert som innløps-punktet for den primære tilførsel skiftes fra lag B4 til lag B3, enda mer mettet når innløpspunktet for tilførselen skiftes fra lag B3 til B2 og ytterligere mettet når inn-løpspunktet skiftes fra lag B2 til lag Bl. Et tilstrekkelig antall av slike stasjonære lag i serie (skjønt det ikke nødvendigvis behøver være mer enn ett) innbyrdes forbundet, anordnes i den ionegjenholdende sone for å bevirke fullstendig avsaltning av saltoppløsningen når formålet med prosessen er å fremstille et produkt bestående av i det vesentlige avionisert eller rent vann som tas ut fra utløpet av det siste lag på nedstrømssiden i ionegjenholdssonen. Det antall lag som kreves i ionegjenholdssonen i et gitt tilfelle eller leng-den av serien i aggregatet, vil hovedsakelig være avhengig av antallet av kation-anion-aktive sentra i ionegjenholdspartiklene, ionevandringshastigheten inn i partiklene, dybden av partiklene i hvert lag og av tilførselens temperatur. ;Ionegjenholdspartiklene som inneholdes i hvert av lagene, består av et i vann uoppløselig fast stoff, i alminnelighet en harpiks av organisk sammensetning i hvilken de kationaktive sentra som er istand til å gjenholde den kationiske del av det eller de oppløste salter, er et syreradikal bundet til harpiksens organiske struktur, og hvor de anionaktive sentra som er istand til gjenholde anionene i saltet eller saltene i saltoppløsningen er et basisk radikal bundet til en tilstøtende del av den organiske struktur. Partiklene er fortrinnsvis porøse slik at saltoppløsningen ikke bare utfyller tomrommene mellom de ionegjenholdende partikler men også strømmer inn i porer gjennom partiklenes indre struktur. ;De faste partikler i de stasjonære lag i strømningsprosessen, såsom de ionegjenholdende partikler som anvendes i den illustrerte avsaltningsprosess, er fortrinnsvis findelte, i grove trekk sfæroidale partikler av hovedsakelig ensartet størrelse for å unngå at det flytende medium strømmer 1 kanaler gjennom lagene av partikler. Ennskjønt motstanden mot strømning av det flytende medium gjennom kontaktlagene øker når størrelsen av partiklene gjø-res mindre, vil hastigheten av ionevandringen inn i den indre struktur av partiklene øke med minskende størrelse av partiklene. Partiklene har fortrinnsvis en størrelse innen området fra ca. 0,15 til ca. ;2 mm og mere foretrukket fra ca. 0,25 til ;ca. 0,80 mm, ennskjønt større størrelser enkelte ganger foretrekkes for å øke strøm-ningshastigheten av mediet gjennom kolonnen, mens der kompenseres for den derav resulterende minskning i ionegjenholdskapasitet pr. volumenhet partikler ved å øke dybden eller størrelsen av lagene. Opprettholdelsen av ensartet strømning med god fordeling av væsken bedres ved anvendelse av tilstrekkelig små partikler til at der oppstår et betydelig trykkfall gjennom serien av soner. ;Den ikke-gjenholdte del av den vandige tilførsel (dvs. den ikke-ioniske del av denne bestående av vann hvorfra saltionene er blitt fjernet ved anion-kation-gjenholdelse i de stasjonære lag) strømmer ut av lag Bl (det siste lag i serien som utgjør ionegjenholdssonen i strømningsprosessen og det bestemte trinn av prosessen som er illustrert i fig. 1) gjennom ledning 9 til rørledning 10, idet utløpsstrømmen fra lag Bl deler seg i to strømmer: (1) en primær produktstrøm (det netto avioniserte vannprodukt fra prosessen) som strømmer gjennom rørledning 10 til porten Pl, gjennom kanalen 11 i den roterende plugg Y i ventilen 2 og deretter strømmer gjennom ak-seldelen av pluggen til rørledningen 12 for nettoproduktet, og (2) en kontinuerlig cyclisk tilbakeløpsstrøm som forvalter det siste lag på nedstrømssiden i ionegjenholdssonen og ledes inn i det første lag ;(B20 i fig. 1) i den neste nedstrømsserie av lag med et'høyere trykk enn trykket i lag Bl. Den del av utløpsstrømmen fra lag Bl som utgjør tilbakeløpsstrømmen, føres inn i rørledning 13 og sendes ved et høyere trykk ved hjelp av pumpen 3 inn i rør-ledning 14 som er forbundet med innløps-ledningen 15 til lag B20. Pumpen 3, som øker trykket av det flytende medium for derved å skaffe kontinuerlig strømning i nedstrømsretningen, er på figuren vist anbragt mellom utløpet fra lag Bl og innlø-pet for lag.B20. Pumpen kan imidlertid og-så være anbragt mellom tilstøtende inn-løp .og utløp i serien av innbyrdes forbundne lag, eller mellom hvilke som helst innløps- og utløpspunkter i et kontinuerlig, uavbrutt lag av faste partikler. Den andel av utløpsstrømmen fra lag Bl som resirkuleres,. er .underkastet mengderegule-ring, avhengig .av det funksjonelle trinn i den cycliske prosess hvor lagene Bl og.B20 inngår. I alminnelighet varierer tilbake-løpsstrømmen innen vide grenser da denne strøm i ett trinn av cyclusen i stor utstrekning består av tilført utgangsmateriale, i ^et annet trinn utgjøres av det sekundære tilbakeløp (som her illustrert) og utgjøres av konsentrert lake i ytterligere et annet trinn av cyclusen. I alle disse tilfelle kan strømningshastigheten være forskjellig fra strømningshastigheten etter den neste fremrykning av.innløps- og utløpspunkte-ne. Mengden av avionisert vann som føres til lag B20 i det prosesstrinn som er illustrert i dagrammet, utgjør den kritiske prosessvariable som her er, betegnet som «sekundært tilbakeløp» for den sekundære rektifikasjonssone, som beskrevet i det et-terfølgende. ;Etterhvert som de forskjellige inn-løps- og utløpsstrømmer flyter inn og ut ;av lagene av partikler, roterer ventilplug-, igen .Y i den sentrale fordelingsventil (enten kontinuerlig eller periodisk) i urviserens retning med en hastighet som bestemmes av den totale anion-kation-gjenhol-dende kapasitet av .partiklene i lagene B4 til Bl, strømningshastigheten av den primære tilførsel (saltvann) til prosessen, og som dessuten bestemmes av den aktuelle ikonsentrasjon av ioniske komponenter i tilførselen. 'Fremrykningshastigheten for innløpspunktet for tilførselen gjennom serien :av lag avhenger således av systemets evne til å produsere et avionisert vannprodukt eller et vannprodukt med vesentlig -redusert ioneinnhold ved de strøm-:ningshastigheter som er passende for prosessen. ;Hastigheten hvormed innløpspunktet for tilførselen fremrykkes (bestemt ved rotasjonshastigheten av ventilpluggen Y i fordelingssentret 2 for det "flytende medium) bestemmer hastigheten av .den simulerte sirkulasjon av faste partikler i de stasjonære lag av kontaktmaterialet i rela-sjon til 'bevegelsen av innløpspunktet for tilførselen. Den «sirkulasjonshastighet» for det faste materiale som derved fastsettes, må være tilstrekkelig stor til å bevirke «transport» av det ioniske materiale som holdes fast av de ionegjenholdende partikler fra ionegjenholdssonen til ionedesorpsjonssonen. Den må også tilpasses således at der opprettholdes temperatursoner som beveger seg gjennom de serieforbundne funksjonelle soner med den samme hastighet som den hastighet hvormed tilfør-selspunktet rykker frem gjennom serien av soner, dvs. med en simulert bevegelseshas-tighet hvorved sonene synes å være stasjonære relativt til innløpspunktet for til-førselen. - En kald ionegjenholdssone vil derved gå forut for innløpspunktet for tilførselen, og en varm ionedesorpsjons-sone vil gå forut for innløpspunktet for desorpsjonsmidlet (idet de varme og ?kalde soner vil synes å være stasjonære relativt til innløpspunktene) idet disse innløps-punkter skifter i nedstrømsretningen gjennom de stasjonære lag. Tilfredsstillelse av begge disse betingelser sikrer en maksimal utnyttelse av varmeøkonomien i prosessen, men setter visse begrensende krav til de fysikalske egenskaper av de ionegjenholdende partikler. Mer spesifikt må forholdet mellom partiklenes varmekapasitet og ionegjenholdskapasitet bestemme den kjemiske sammensetning og struktur av de ionegjenholdende partikler for å møte de ovennevnte krav i prosessen, .det' temperaturområde som anvendes i prosessen og ;•konsentrasjonen og typen av ioniske-'komponenter i tilførselsoppløsningen. Under visse forhold vil et harpiksaktig ionegjenholdende materiale tilfredsstille «kravene til smeltepunktet, varmekapasitet og ionegjenholdskapasitet som kreves for systemet. I andre tilfeller vil der kreves et an-organisk ionegjenholdende materiale, såsom faste partikler av aluminiumoxyd, car-bon eller leire inneholdende de aktive ionegjenholdende sentra innen strukturen eller ;på overflaten av partiklene. Dersom det ionegjenholdende medium ikke tilfredsstiller .kravene som stilles til kombinert ionegjenholdskapasitet og varmekapasitet, vil effektiviteten av prosessen reduseres, og der vil kreves tilført mere varme til pro- ;sessen. Dette ville imidlertid ikke gjøre det umulig å drive prosessen. Dersom ionegjenholdskapasiteten skulle være for stor relativt til varmegjenholdskapasiteten, vil egenskapene av det faste materiale dessuten'kunne bringes i «balanse»» ved å til-talande et annet partikkelformig fast materiale som ikke har ionegjenholdende egenskaper. Dersom ionegjenholdskapasiteten -er for lav, vil der kreves mere tilført ytre varme enn det som kreves for et «balansert» adsorpsjonsmiddel, eller strømnings-hastighetn av desorpsjonsmidlet til prosessen kan avpasses for å balansere varme-overføringen og møte kravene til oppvarming eller kjøling i prosessen. Det er således åpenbart at de krav prosessen stiller med hensyn til varmebalanse og ione-vekslingskapasitet kan tilfredsstilles ved hjelp av mange gjensidig uavhengige forholdsregler for regulering av prosessen. ;Ventilpluggen Y i distribusjonssentret for det .flytende medium roterer kontinuerlig eller periodisk i samsvar med et på forhånd bestemt program og tillater til-.førselen å strømme gjennom kanalen 5 i ventilpluggen sålenge kanalen fortsatt er ;•åpen inn til porten P5 i ventilhuset X og sålenge som det avioniserte vannprodukt tillates å.strømme fra lag Bl til åpen kanal 11 fra port Pl. Etterhvert som åpningene ved kanalene 5 og 11 gradvis stenges ved at . ventilpluggen roterer til en stilling i hvilken de lukkede deler av ventilhuset X står . overfor åpningene til kanalene 5 og 11, vil imidlertid strømmen av tilførsel til porten P5 og strømmen av avionisert vannprodukt 'gjennom porten Pl og derfra ut av prosessen gradvis minske inntil ingen del av nevnte kanaler danner åpninger ut til de respektive utløpsporter. Rotasjonshastigheten av ventilpluggen Y er bestemt ved kapasiteten av ionegjenholdspartiklene inneholdt i det siste lag (Bl) av den serie av lag som utgjør ionegjenholdssonen, idet strømningen av tilførselen til det første lag i serien fortsettes inntil kort tid før likevektsmetningen av de ionegjenholdende partikler i lag Bl er nådd ved at den gitte driftstemperatur og den gitte ionekonsentrasjon i den tilførte saltoppløsning. På dette punkt bringes tilførselsstrømmen gjennom kanal 5 til port P5 til opphør, idet ventilen 2 er således utformet at åp-ningen av kanal 5, før strømmen til port P5 brytes, ankommer til hjørnet av port • P4 1 ventilhuset X. Den flytende tilførsel begynner derved å strømme-gjennom port P4 til rørledning 8 samtidig som strøm-men -av tilførsel til port P5 minsker fordi ;den kompakte del 17 i ventilhuset .stenger for kanal "5 i ventilpluggen. Da rørlednin-gen <8 er forbundet med ledningen 18 mellom lagene B4 og B3, blir rørledningen 8 og forbindelsesledningen 18 tilførselsveien for utgangsmaterialet som ledes inn i lag ,B3. I samme øyeblikk som port P5 ikke lenger danner forbindelse med. kanal'5 som mottar det tilstrømmende utgangsmateriåle, på grunn av rotasjonen av ventilpluggen til det punkt hvor den kompakte del 1.7 i ventilhuset stenger for strømningen fra .kanal 5 til port E5, vil port Pl samtidig stenges og ;port P20 ;åpne, slik at avionisert vann .får strømme ut av utløpsrøret 19 fra lag B20 gjennom rørledning 20 som fører det avioniserte vann til port P20 og derfra gjennom kanal "11 og rørledning 12 som allerede beskrevet for produktutløpet fra lag Bl. ;I det øyeblikk saltvannstilførselen strømmer gjennom tilførselsåpningen til lag B3 (idet strømningen til lag B4 gradvis minskes til null etterhvert som strøm-ningen til lag'B3 øker) på grunn av 'rotasjonen av pluggen X i ventilen 2, etableres de serieforbundne, tilstøtende lag B3, -B2, Bl ogtB20 'som den nye ionegjenholdssone. ;Samtidig med tilføringen av saltvanns-tilførsel til innløpet av lag-B4, tjener .lagene B20 .og .B19 som den såkalte «sekundære rektifikasjonssone» i strømningsprosessen. Denne sone ligger i den kontinuerlige strømningsbane mellom lag Bl, hvilket lag er det siste lag i serien B4—Bl av ionegjenholdssonen i oppstrøm, og lag B17, hvilket lag er det første lag i desorpsjonssonen i nedstrøm. En .del av det avioniserte vannprodukt (her betegnet som «sekundært tilbakeløp») som tas ut som utløp fra lag Bl men som ikke tas ut som primært produkt gjennom rørledning 10, bringes ved hjelp av det .trykk som hersker i prosessen og ved innsnevring av strømnings-tverrsnittet i ventil 16 i ledningen for .avionisert vannprodukt, til å bøye av fra ut-taksledningen 10 for produktet og inn i rørledning .13. Den resulterende tilbake-løpsstrøm ledes -kontinuerlig ved hjelp av pumpen 3 og rørledningen 14 til innløps-røret 15 til lag.B20, som er det første lag i den sekundære rektifikasjonssone. Det sekundære tilbakeløp ankommer til lag B20 med konstant hastighet og i tilstrekkelig mengde ikke bare til å gjenvinne den føl-bare varme som er lagret i ionegjenholdspartiklene under det foregående desorp-sjonstrinn i prosesscyclusen, men også til å vaske ut av lag B20 alle rester av det flytende medium som måtte være tilbake i tomrommene mellom de faste lonegjen-holdspartikler i lag B20. Det sistnevnte medium er i det vesentlige regenereringsmiddel bestående av varmt vann og som ble etterlatt som et residuum mellom de faste partikler da lag B20 var et av lagene i desorpsjonssonen under et foregående trinn i prosesscyclusen. Det sekundære tilbake-løp, ved at det kjøler ionegjenholdspartiklene i lag B20, forbereder således dette lag for dets neste funksjon når det blir det siste lag i serien av fire lag som utgjør ionegjenholdssonen ved neste skiftning av innløp og utløp. Det innesluttede medium mellom de faste partikler erstattes derved med avionisert vann av den temperatur som hersker i ionegjenholdssonen, og den varmemengde som gjenholdes av den faste fase i egenskap av regenereringssone på nedstrømssiden i et foregående trinn av cyclusen, overføres ved varmeveksling til den sekundære tilbakeløpsstrøm som strømmer til desorpsjonssonen for ned-strømssiden hvor varmemengden er påkrevet for å regenerere de ionegjenholdende partikler. Derved skaffes en varme regenereringssone som går forut for ionegjenholdssonen på oppstrømssiden i den kontinuerlige motstrømsbevegelse av det simulert fremrykkende lag av faste partikler mot den flytende strøm. Således gjenvinnes og lagres den varmemengde som ble anvendt til å heve temperaturen av de ionegjenholdende partikler til regenereringstemperaturen, hvilket maksimerer effektiviteten av prosessen. Det sier seg selv at den sone i hvilken det sekundære tilbakeløp oppvarmes til regenereringstemperaturen — ved hensiktsmessig for-hånds justering av strømningshastigheten av tilbakeløp og tilførsel til prosessen ved passende ventilinnstillinger og ved regulering av fremrykningshastigheten av inn-løps- og utløpspunktene for det strøm-mende medium til og fra kontaktlaget eller kontaktlagene — kan opprettholdes i konstant avstand fra innløpspunktet for til-førselen, hvorved antall lag eller avstanden mellom innløpet til desorpsjonssonen og innløpet for tilførselen holdes konstant når begge innløpspunkter skiftes i ned-strømsretningen for hver operasjonscyclus. ;Etter at den sekundære tilbakeløps-strøm ved fortrengning har fjernet eventuelle gjenværende ioniske komponenter fra tomrommene mellom ionegjenholdspartiklene i lagene B20 og B19 og ved varmeveksling med de varme ionegjenholdspartikler har nådd temperaturen av disse partikler, og ved kontakt i motstrøm har redusert temperaturen av partiklene til temperaturen av den inngående sekundære tilbakeløpsstrøm, strømmer den gjennom forbindelsesledningen 21, som er utløps-røret fra lag B19 på nedstrømssiden, og derpå til rørledning 22 som står i forbindelse med porten P19 i distribusjonssentret 2 for det strømmende medium. Mediet i lag B19 strømmer fra rørledningen 21 til rørledningen 23 heller enn til det nærmeste lag B18 på nedstrømssiden, fordi rørled-ning 22 indirekte, gjennom port P19, mun-ner ut i kanal 23 i ventilpluggen, hvor trykket i oppstrøm er vesentlig mindre enn trykket i lag B18. Dette overtrykk på opp-strømssiden av utløpet reduseres gjennom kanal 23 som står i forbindelse med sugesiden av pumpe 25 gjennom ledning 24. Pumpen 25 leder den sekundære tilbake-løpsstrøm til rørledning 26 ved et trykk som i det vesentlige er lik oppstrømstryk-ket i lag B19 gjennom en eksternt opphe-tet oppvarmer 27, gjennom rørledningen 28 som leder den resulterende oppvarmede strøm av avionisert vann til kanal 29 i distribusjonssentret 2 for det strømmende medium. Deretter strømmer det sekundære tilbakeløp gjennom porten P18 i ventilhuset X, gjennom rørledning 30 som står i forbindelse med ledningen 31 til B17, idet det første lag i serien av lag utgjør desorpsjons- eller regenereringssonen, hvilken i avioniseringsprosessen som er illustrert i fig. 1, utgjøres av lagene B17 til B12. ;I den foreliggende avsaltningsprosess sier det seg selv at desorberingsmidlet tas fra en intern strøm, nemlig fra utløps-strømmen fra den sekundære rektifikasjonssone i oppstrøm. Som illustrert i et-terfølgende eksempler kan prosessen imidlertid også drives ved tilføring av en inn-løpsstrøm til varmevekslingssonen på ned-strømssiden av den sekundære rektifikasjonssone fra en ekstern kilde, avhengig av den gitte prosess. ;Det totale volum av tomrommene mellom de faste partikler i hvert av lagene betegnes her «tomvolum», og volumet av det sekundære tilbakeløp som tilføres til lag B20 under tilstrømningen av tilførsel til lag B4, er en prosessvariabel som er avhengig av den gitte prosess. For enkelte prosesser holdes strømningshastigheten av sekundært tilbakeløp fortrinnsvis på en verdi tilsvarende mindre enn en volumdel tilbakeløp pr. volumdel tomrom pr. omskiftning av innløp og utløp og vil således skaffe et volum av sekundært tilbakeløp som er mindre enn det væskevolum som kreves for å fortrenge den gjenværende væske i tomrommene mellom ionegjenholdspartiklene (dvs. det innesluttede medium) i det første lag av den sekundære rektifikasjonssone før den neste omskiftning av innløp og utløp for det flytende medium til og fra serien av lag. Av hensyn til en hensiktsmessig angivelse av strøm-ningshastighetene av de tilbakeløpsstrøm-mer som inngår i nærværende strømnings-prosess (dvs. både de sekundære og primære tilbakeløpsstrømmer) anvendes det her et begrep «balansert tilbakeløp» som angir strømningshastighetene av disse tilbake-løpsstrømmer relativt til den simulerte strøm av faste partikler. «Balansert til-bakeløp», slik det her er brukt, uttrykker en strømningshastighet som er lik mengden av innesluttet medium (dvs. det flytende medium som fyller tomrommene mellom de faste partikler) som fortrenges av tilbakeløpsstrømmen og flyter inn i det første lag på nedstrømssiden av innløpet for tilbakeløpet i løpet av den tid som går mellom to på hverandre følgende omskift-ninger av innløps- og utløpspunktene for det flytende medium langs strømningsba-nen. 100 prosent av det balanserte tilbake-løp angir således en strømningshastighet ved hvilken den inngående tilbakeløps-strøm akkurat vil fortrenge det innesluttede medium fra tomrommene mellom partiklene i det første lag på nedstrømssiden av innløpet for tilbakeløpet, før innløpet for tilbakeløpet skiftes til det neste lag på nedstrømssiden. En strømningshastighet på mindre enn 100 prosent av balansert tilbakeløpbetegnes som «under-resirkulert». og en strømningshastighet på over 100 prosent av balansert tilbakeløp betegnes som «over-resirkulert». I avsaltningsprosessen holdes strømningshastigheten av det sekundære tilbakeløp fortrinnsvis høyere enn tilsvarende balansert tilbakeløp, i alminnelighet fra 100 til 250 prosent og mere foretrukket fra 110 til 140 prosent av balansert tilbakeløp. For andre prosesser, såsom ved separasjon av aromatiske eller normale paraffiniske hydrocarboner fra andre hydrocarbontyper, i hvilke det er ;ønskelig å forhindre at det sekundære til-bakeløp forurenser det utstrømmende desorbatprodukt, er den sekundære rektifikasjonssone fortrinnsvis under-resirkulert, og strømningshastighetene av det sekundære tilbakeløp er vanligvis fra 56 til 100 prosent og mere foretrukket fra 80 til 95 prosent av balansert tilbakeløp. Den mest fordelaktige strømningshastighet av sekundært tilbakeløp man kan anvende i en gitt prosess er således en variabel faktor ved regulering av prosessen og er avhengig ;av de krav prosessen stiller. ;I den foreliggende strømningsprosess flyter den sekundære tilbakeløpsstrøm til lagene B20 og B19 og deretter uavbrudt og udelt til nedstrømslagene som utgjør prosessens desorpsjon eller regenereringssone. Den mengde avionisert vann som tillates å strømme inn i den sekundære rektifikasjonssone, bestemmes derfor også (og først og fremst) av den mengde som kreves for regenerering av de forbrukte ionegjenholdende partikler som inneholdes i ned-strømslagene B17—B12. Opprinnelsen og strømningshastigheten av strømmen av desorberingsmiddel er således fullstendig avhengig av den strøm som strømmer inn i desorpsjonssonen i egenskap av utgående sekundære tilbakeløp fra den sekundære rektifikasjonssone. ;Hastigheten og graden av regenerering av ionegjenholdspartiklene reguleres ved hjelp av den gjensidige virkning av to pro-sessfaktoren nemlig temperaturen og konsentrasjonen av oppløste ioner i mediet som omgir de forbrukte eller delvis forbrukte ionegjenholdende partikler og som opptar tomrommene mellom disse partikler. Ettersom temperaturen av desorpsjonsmidlet i og omkring partiklene øker, øker ;avgivelsen av ioner til det innesluttede ;medium og overskrider hastigheten hvormed andre ionegjenholdende sentra på partiklene opptar ioner fra oppløsningen. Imidlertid vil «desorbsjonshastigheten» på-ny nærme seg likevekt med reabsorbering av ioner såfremt ikke temperaturen ytterligere heves eller ionekonsentrasjonen ytterligere minskes. De forbrukte eller delvis forbrukte ionegjenholdende partikler som kommer inn i desorpsjonssonen, avgir således gjenholdte ioner til desorberingsmidlet( vann som strømmer til desorbsjons-sonen) også etter at det strømmende desorberingsmiddel er blitt forurenset til en betydelig konsentrasjon med saltioner de-sorbert fra de forbrukte ionegjenholdende partikler i oppstrømsdelen av desorbsjons-sonen, dersom temperaturen av den flytende fase som omgir partiklene, økes tilstrekkelig til å bevirke en positiv endring av ionekonsentrasjonslikevekten mellom de ioner som er gjenholdt på de ionegjenholdende partikler og ionene i den flytende fase som omgir partiklene. Dersom likevekten som følge av en økning av temperaturen av den flytende fase endres tilstrekkelig til at partiklene bringes til å avgi ioner til den flytende fase, vil desorpsjonen fortsette. ;Regenerering av ionegjenholdspartik-lene finner sted også uten noen økning- av temperaturen av desorberingsmidlet, når konsentrasjonen av oppløst materiale eller ionekonsentrasjonen i det omgivende medium minskes, idet desorberingen eller avgivelsen av gjenholdte ioner fra de forbrukte1 eller delvis forbrukte partikler i dette tilfelle avhenger av en massevirk-ningseffekt; hvorved ionene i høy konsentrasjon på- partiklene, vandrer til det omgivende desorberingsmedium (vann), med lav konsentrasjon eller konsentrasjon null. Desorberingen av gjenholdte ioner; eller, «regenereringen», forløper med optimal hastighet dersom både temperaturen av desorberingsmediet økes og ionekonsentrasjonen i desorberingsmediet holdes lav, såsom i den foreliggende prosess- hvor desorberingsmidlet oppvarmes til den maksimalt tålbare temperatur og holdes på. i. det vesentlige den samme temperatur gjennom desorbsj onssonen. ;De varmevekslende partiklers ionegjenholdskapasitet forhåndsbestemmes og tilpasses såledesr at der skaffes god balanse mellom- ionegjenholdskapasiteten og. var-mevekslingskapasiteten både i den sekundære rektif ikasjonssone og. i desorbsj onssonen. Når således strømningshastigheten av det sekundære tilbakeløp er tilstrekkelig til å oppnå den ovennevnte varmeveksling og. fortrengning av gjenværende væske, og begge disse virkninger er «avbalan-sert», er- denne strømningshastighet, som også. fastsetter strømningshastigheten av desorberingsmidlet til desorbsj onssonen på nedstrømssiden, passende for å skaffe tilstrekkelig- desorberingsmiddel til å utføre den: ønskede- regenerering av- ionegjenholdspartiklene under desorberingsperio-den. Den volumetriske strømningshastig-het av den sekundære tilbakeløpsstrøm holdes derfor fortrinnsvis på et sådant nivå at der skaffes et tilstrekkelig volum av desorberingsmiddel i lagene på nedstrøms-siden- av desorbsj ons- eller- regenereringssonen til å holde ionekonsentrasjonen i det omgivende medium noe lavere enn met-ningskonsentrasjonen av faste, oppløste stoffer i desorberingsmediet, avhengig av saltet, sammensetningen av de ionegjenholdende partikler og, i særdeleshet, av regenereringstemperaturen. ;Strømningshastigheten av det sekundære' tilbakeløp (hvilken i den nærværende avsaltningsprosess også blir lik strømnings-hastigheten for desorberingsmidlet) bestemmes av et antall innbyrdes avhengige prosessvariable, omfattende konsentrasjonen.av fast stoff, i tilførselen, desorbsjonshastigheten, den simulerte sirkulasjonshastighet av de ionegjenholdende partikler, arten av salt eller salter i tilførselen, og. primært av sammensetningen, kapasiteten og- den tålbare temperatur for de ionegjenholdende partikler, hvilken indirekte har innvirkning på strømningshastigheten av det sekundære tilbakeløp ved at den bestemmer den øvre temperaturgrense for desorbsjonen. For annen drift som innebærer varmeveksling, såsom f. eks. ad-sor.bsj on-desorbsj onsprosesser, kommer andre-prosesskrav inn i bildet ved bestem-melsen av de minimale og maksimale strømningshastigheter for tilbakeløpet. Rent generelt er strømningshastigheten for det- sekundære tilbakeløp- en prosessvariabel av- største betydning, for' en praktisk utførelse av metoden for separasjoner som ikke ville- være gjennomførlige på økonomisk måte-ved hjelp av andre separasjons-metoder, enten separasjonen omfatter gjenvinning av ioner fra vandige oppløs-ninger eller adsorberbare komponenter fra organiske blandinger under anvendelse av overflateadsorberingsmidler eller det dreier seg. om noen annen av de mange separa-sjons- og omdannelsesprosesser hvor der anvendes en temperatursvingningssyklus og hvor det foreliggende varmevekslings-prinsipp med fordel kan anvendes. ;Oppnåelsen av maksimal, termisk effektivitet (dvs. minimalt forbruk av opp-varmings- og kjølemidler) i en gitt prosess som drives i overensstemmelse med det nærværende strømningsmønster, avhenger i siste rekke av at der anvendes en optimal strømningshastighet av det sekundære tilbakeløp som vil bestemmes av det gitte partikkelformige faste stoff som anvendes som varmevekslingsmedium. Grunnen til at strømningshastigheten av det sekundære tilbakeløp er en slik kritisk prosessvariabel når prosessen skal drives for oppnåelse av maksimalt-termisk effektivitet, ligger i nødvendigheten av å opprettholde balanse mellom den varmemengde som overføres fra det faste stoff til den flytende fase i den sekundære rektifikasjonssone og den varmemengde som overføres fra det strømmende medium til de faste partikler i den varmeopptagende sone på nedstrømssiden ved den forhånds-bestemte optimale temperatur for prosessen. ;Systemet må med andre ord så nær som mulig følge ligningen: ;hvor: Ws er vekten av de faste partikler som. passerer et gitt punkt pr: tidsenhet ;under den simulerte sykliske strømning av faste partikler gjennom de funksjonelle soner, og som er gitt ved hastigheten av fremføringen av innløpspunktet for tilfør-selen og utløpspunktet for produktet i strømningsretningen for det flytende medium; ;Wf er vekten av flytende tilførsel som tilføres prosessen pr. tidsenhet; ;Cps er de faste partiklers spesifikke varme; ;C]lf er den flytende fases spesifikke varme; ;ATS er temperaturforskjellen mellom det faste materiale etter varmeveksling med tilførselen (ca. tilførselstemperatur) og det faste stoff etter varmeveksling med varmt desorberingsmiddel; og ;ATf er temperaturdifferansen mellom den inngående tilførsel og strømmen av desorberingsmiddel. ;For oppnåelse av maksimal termisk effektivitet i en varmevekslingsprosess ved hvilken der anvendes det sykliske strøm-ningsmønster og ved hvilken varmetilfør-selen til systemet med desorberingsmediet er i det vesentlige lik (eller så nær som det lar seg gjøre) den varmemengde som gjenvinnes fra de flytende strømmer ved varmeveksling med den faste fase og påføl-gende varmeveksling mellom det varme faste stoff og den kalde tilførsel, må tem-peraturdifferansene mellom de flytende og faste faser være i det vesentlige like, da temperaturen av den flytende produkt-strøm må ligge nær opp til temperaturen av tilførselen ved inntakspunktet for å unngå tap av prosessvarme i produktut-løpsstrømmer med høyere temperaturer enn den laveste temperatur av tilførselen ved inntakspunktene. ;I det ideelle varmevekslingssystem, i hvilket entalpien forblir i det vesentlige konstant og det eneste netto forbruk av varmeenergi i prosessen er den varmeenergi som nødvendigvis forbrukes som arbeid ved fraskillelse av en av komponentene fra til-førselsblandingen, er følgelig ATS i det vesentlige lik ATf, og disse faktorer kan derfor elimineres fra den ovenstående ligning (1), som derved reduseres til den følgende ligning: ;Da den spesifikke varme for en fortynnet vandig tilførsel (f. eks. ved utvinning av rent vann fra sjøvann) er praktisk talt lik den spesifikke varme for rent vann, hvilken er lik en, reduseres ligning (2) for sjøvannavsaltningsprosessen til: ;Det vil sees at vektmengden både av fast stoff og flytende medium må endres samtidig, da desorberingsvannet, som strømmer i nedstrømsretningen, opptar ioner og de faste ionegjenholdende partikler (som i virkning strømmer i oppstrøms-retningen) avgir ioner. Den sammenheng som uttrykkes ved ligning (3), anvendes fortrinnsvis på inntakspunktet for det flytende medium (uttakspunktet for det faste stoff) i oppstrømsenden av den sekundære rektifikasjonssone (dvs. lag B20). Kapasiteten for et gitt system og den hastighet hvormed tilførselen kan skje til prosessen er således direkte proporsjonal med forholdet mellom de spesifikke varmer for den faste og den flytende fase. ;I det spesielle tilfelle hvor vann skal utskilles fra en vandig oppløsning er den tilførselshastighet som kan tåles av et system inneholdende en gitt masse av faste partikler, direkte proporsjonal med den spesifikke varme for de faste ionegjenholdende partikler. Denne sammenheng, som er grunnet på varmekapasiteter, krever også en samtidig begrensning hva angår den ionegjenholdende kapasitet for den ;faste fase. Således er Ws (AXJ = Wf (AYf), ;hvor AXS er endringen i konsentrasjonen ;av ioner i den primære kontaktsone, og AYf er endringen i konsentrasjonen av ioner i vannet som anvendes som desorberingsmiddel i den sekundære rektifikasjonssone og i desorbsj onssonen. I avsaltningsprosess-utførelsesformen ifølge oppfinnelsen gjør også visse andre prosess-betingelser seg gjeldende (dvs. andre enn varmeveksling), slik at temperaturen av saltlakekonsentratet som varmeveksles med de kalde ionegjenholdende partikler i den varmeopptagende sone i prosessen ikke nødvendigvis er lik den laveste temperaturyttergrense i prosessen. Således kan utløpstemperaturen for saltlakedesorbatet komme til ikke å nå temperaturlikevekt med den laveste temperatur i prosessen på grunn av at det er nødvendig å nå ionekonsentrasjonslikevekt mellom den utgående strøm av desorberingsmiddel og de ionegjenholdende partikler ved uttakspunktet for desorbatet fra prosessen. Temperaturen ved ionelikevektspunktet kan ;faktisk være mange grader høyere enn den lave temperaturyttergrense i prosessen, avhengig av den ønskede grad av av- ;saltning, det ønskede netto utbytte av avionisert vann pr. volumenhet tilførsel og differansen mellom den øvre og den nedre temperaturyttergrense i prosessen. Varmemengden som inneholdes i desorbatstrøm-men og som representerer temperaturdifferansen mellom innløpspunktet for til-førselen og uttakspunktet for desorbatet, vil følgelig ikke alltid kunne gjenvinnes fullstendig i en gitt avsaltningsprosess. ;Strømmen av sekundært tilbakeløp (hvilken i saltvannsavsaltningsprosessen er strømmen av avionisert vann som forlater ionegjenholdssonen) har flere vesentlige funksjoner i prosessen ifølge: oppfinnelsen, ikke bare i den spesielle avsaltningsprosess som her er illustrert i fig. 1, men også i enhver generell metode for over-føring av varme fra én flytende strøm til et annet flytende medium, som er omfattet innenfor den bredere ramme av den foreliggende strømningsprosess. Dens funksjon som et fortrengningsmedium for å. befri tomrommene mellom de faste partikler i det neste, tilstøtende lag på nedstrøms-siden av ionegjenholdssonen og derved klargjøre det tilstøtende nedstrøms lag. for fjernelse derfra av rent produkt: ut-skilt i den primære kontaktsone etter den neste, påfølgende omskiftning av innløps-punktet for tilførsel og uttakspunkt for produkt, er beskrevet ovenfor. En annen av den sekundære tilbakeløpsstrøms funksjoner, som. er kritisk f or den interne gjenvinning ved varmeveksling av varmemengden fra. de faste partikler med høy temperatur etterhvert som. de rykker frem fra den nedstrøms desorbsj onssone mot den. relativt kalde første kontaktsone for. til-førsel, er. ekstraksjon. og gjenvinning av en større del. av den internt tilgjengelige varmetilførsel fra de faste partielle ved kontakt med den sekundære tilbakeløps-strøm før- partiklene har rykket frem. til den første kontaktsone for tilførsel med lav temperatur... Overføringen av varme fra de varme,, faste ionegjenholdende partikler til. det kalde sekundære tilbakeløp er- også kritisk for bevarelsen av den. varmemengde som- opprinnelig er tilført prosessen og for å redusere til et. minimumi den mengde av ytterligere varme som må tilføres det. flytende: medium som. strømmer gjennom sonen med. forhøyet temperatur i alle. de forskjellige forgreninger av det grunnleggende strømningsskjema.. ;I avsa-ltningsprosess-utførelsesf ormen av den grunnleggende prosess er varme-overføringskapasiteten for- to lag av kontaktmateriale tilstrekkelig til å redusere-temperaturen av de faste partikler- til den samme temperatur som temperaturen av den kalde strøm av sekundært tilbakeløp (avionisert vann) som strømmer inn i den sekundære rektifikasjonssone fra utløpet av ionegjenholdssonen. I et prosessarran-gement hvor formålet primært eller utelukkende er-varmeoverføring holdes strøm-men av sekundært tilbakeløp fortrinnsvis på en hastighet som ikke er høyere enn den hastighet som vil være tilstrekkelig til å gjenvinne i det vesentlige hele varmemengden i de faste partikler, tilkjennegitt ved temperaturlikevekt mellom de faste partikler og det sekundære tilbakeløp: ved innløpet til den sekundære rektifikasjonssone. En av de prosessvariable som i siste instans er kritisk for den mest fordelaktige drift av den nærværende prosess er derfor opprettholdelse av strømningshastigheten for det sekundære tilbakeløp på en verdi, som. vil forhindre tilførsel av et, større volum sekundært tilbakeløp enn det minimum som er nødvendig for en fullstendig gjenvinning av varme fra de faste partiku ler, såfremt ikke en annen hensikt oppnåes med en. høyere strømningshastighet, såsom f. eks. en. mer effektiv, desorbsj on av ioner fra de ionegjenholdende partikler i desorbsj.onstrinnet i en avsaltningsprosess. Det sekundære tilbakeløps sistnevnte, funksjon, hvorved de faste partikler kjøles før. de kommer inn i den relativt kalde primære kontaktsone for tilførselen, danner grunn-laget for den alternative betegnelse av den sekundære rektifikasjonssone som en «varmeavgivende» sone i hvilken varmemengden som er lagret i de faste partikler, avgis eller overføres fra den. faste fase. til den sekundære tilbakeløpsstrøm som bringer, den gjenvundne varme til desorbsjons-sonen på nedstrømssiden. ;Effektiviteten av varmeoverføringen mellom den faste og den flytende fase som skaffes ved den foreliggende strømnings-prosess, og systemets evne til å gjenvinne varme- og kjølekapasiteten hos de flytende strømmer som inngår i varmevekslingen, <I>bestemmes av de samme prinsipper som begrenser effektiviteten avCarnot-syklusen, idet effektiviteten av syklusen er forholdet mellom det arbeide som utføres under syklusen og den tilførte varmemengde. Dette |i generelle prinsipp kan uttrykkes i den føl-gende ligning: i Effektiviteten av Carnot-prosessen = 1 —. ■, hvorCJ,, betegner den varmemengde som føres tilbake til mottageren og Q er tien varmemengde som tilføres fra kilden. Carnot-begrepet innebærer at forholdet. ; Qr ;— er en funksjon av temperaturen både av ;Q ;mottageren og av kilden og at effektiviteten av enhver reversibel syklisk prosess som: drives mellom de konstante temperaturyttergrenser T og T,. er som følger: ;hvor TR er den energimottagerens absolutte temperatur og T er den absolutte temperatur av energikilden. Effektiviteten av varmevekslingen i en hvilken som helst; varmevekslingsprosess, innbefattet prosessen ifølge oppfinnelsen, øker når temperaturdifferansen mellom den faste fase med høy temperatur og -den flytende fase med lav temperatur øker. Den temperatur desorbsj onssonen på nedstrømssiden (eller f-■den videre betydning, den varmemotta-* gende sone) holdes på, er følgelig for-: trinnsvis den maksimalt tålbare øvre grense for den gitte prosess, og den temperatur' ved hvilken sorbsjonssonen (eller den var-.meavgivende sone) holdes på er fortrinns-', vis den laveste nedre grense for prosessen, for således å skaffe den størst mulige tem-peraturdifferens. Denne preferanse har. også stor betydning i prosessen som dessuten omfatter omsetning eller omdannelse (•kjemisk eller fysikalsk) i -høytemperatur-og/eller lavtemperatursonen i prosessen, såsom i avsaltningsprosessen, hvor desor-.beringen av ioner .fra de ionegj enholdende partikler for regenerering .av harpiksen også er direkte proporsjonal med desorbe-rings- eller regenereringstemperaturen. .Desorbsj onssonen i avsaltningsprosessen-holdes følgelig også ved den maksimalt til-latelige temperatur under hele strømnings-syklusen av den ytterligere grunn at rege-. -nerering av de faste ionegjenholdende ^partikler derved bringes til et maksimum,, men "temperaturen er vanligvis begrenset av rpar.tiklenes fysikalske egenskaper, såsom deres smeltepunkt. Ettersom regenereringen skrider frem,-i reduserer den endoterme absorbsjonsvarme | strømmens temperatur, slik at der kreves<1 >tilførsel av ekstern varme til strømmen for å opprettholde desorbsj onen av ioner Ira partiklene med maksimal hastighet og effektivitet. Dessuten er det innlysende at-ettersom konsentrasjonen av ioner i strøm-men av desorberingsmiddel (en vandig saltoppløsning på et hvilket som helst- punkt .på nedstrømssiden av inntakspunktet for desorberingsmidlet) øker i ned-strømsretningen, øker også ionekonsentrasjonen i den faste fase i nedstrømsretnin-gen og ioner vil .fortsette å opptas i den vandige fase ved en hvilken som helst gitt desorbsj onstemperatur sålenge likevekten forskyves i retningen fra den faste til -den flytende fase. Hvorvidt ionene vandrer fra de ionegjenholdende partikler til desorberingsmidlet eller omvendt, bestemmes .av likevektsforholdene mellom den faste -og den flytende fase som er uttrykt i den føl-gende generelle ligning: Den utstrekning i hvilken likevekten kan forskyves mot høyre side av ligningen, ■bestemmes i siste instans av temperaturen av desorberingsmidlet på det punkt hvor det sist er i kontakt med de ionegjenholdende partikler før strømmen av desorberingsmiddel tas ut fra desorbsj onssonen. Dersom man antar at det hersker likevekt mellom de faste partikler og det flytende desorberingsmiddel med hensyn både til temperatur og ionekonsentrasjon, vil ioner vandre fra den faste fase til den flytende desorberingsmiddelfase sålenge den flytende fase ikke er i likevekt med den faste fase og de ikke-likevektige betingelser er gunstige for en sådan positiv vandring. Dersom imidlertid temperaturen av desorberingsmidlet synker sterkt (dvs. under det punkt hvor der hersker ionelikevekt med de ionegjenholdende partikler ved den gitte ionekonsentrasjon i det innesluttede medium), finner en negativ vandring sted, og strømmen av ioner vil gå fra den flytende fase til de faste partikler. -Ettersom strømmen av desorberingsmiddel flyter gjennom desorbsj onssonen fra lag B17 til lagene B16, B15 og tilslutt B14, vil temperaturen derfor reduseres, idet varmeenergi overføres til kjemisk potensiell ■energi i de ionegjenholdende partikler. Da optimal desorbsj on av ioner fra partiklene og maksimal regenerering av det ionegjenholdende potensial :hos de faste partikler ■finner sted ved den maksimalt tålbare temperaturgrense for det faste stoff, gis den nu delvis avkjølte strøm av desorberingsmiddel fortrinnsvis en økning i temperaturen til den maksimalt tålbare temperaturgrense på et fremskredet punkt langs strømningsbanen for desorberingsmidlet, f. eks. ved innsjaltning av enda en ekstern varmeveksler i prosessen under desorbe-ringstrinnet.

I avsaltningsprosessen som er illustrert i fig. 1, innsjaltes den annen oppvarmer for desorberingsmidlet i desorbsj ons- eller regenereringssonen mellom det fjerde og det sjette lag av desorbsj onssonen, som illustrert i fig. 1. Det vil imidlertid forståes at mer enn én ytterligere oppvarmer etter ønske kan anordnes i prosessen for eksempel for å holde desorbsj onstemperaturen mer konstant på det maksimalt tålbare ni-vå og for å eliminere større variasjoner i strømmens temperatur. I den illustrerte prosess tas utløpsstrømmen fra lag B14, eller en del av denne, som strømmer til forbindelsesrørledningen 32, ut fra syklusen gjennom rørledning 33, gjennom port 14 i ventilhuset X i distribusjonssentret (ventil 2) og ledes deretter gjennom kanal 34 som fører den uttatte del av strømmen av desorberingsmiddel til den innerste del av distribusjonssentret for det flytende medium, som styrer strømmen til rørled-ning 35 og deretter til sugesiden av pumpe 34.

Det vil sees at lag B14 er det første nedstrømslag i serien fra B17 til B14 som danner forbindelse med utløpskanalen 34 gjennom rørledning 33 og port P14. Alle lag mellom lagene B18 og B14 har sine utløpsporter blokkert av de faste deler av den roterende ventilplugg og en således avstengt fra portene P17, P16 og P15. Pumpen 36 fører desorberingsmediet ved et høyere trykk til en rørledning 37 som står i forbindelse med en oppvarmer 38, i hvilken den uttatte del av strømmen av desorberingsmiddel oppvarmes tilstrekkelig til å heve temperaturen av desorberingsmid-delstrømmen, fortrinnsvis til den høyeste temperaturgrense som kan tåles av harpiksen, som tidligere nevnt.

Den oppvarmede strøm av desorberingsmiddel, som nu er oppvarmet til et høyere energinivå (temperaturnivå) som er nødvendig for å utføre arbeidet bestående i å fjerne ioner fra den delvis eller fullstendig forbrukte harpiks i de neste, påfølgende nedstrømslag av regenereringssonen, strømmer fra oppvarmeren 38 gjennom en rørledning 39 til sentret av ventilpluggen, hvor rørledning 39 er forbundet med en kanal 40. Den sistnevnte kanal fører det oppvarmede desorberingsmiddel til port P13 og derpå til rørledning 14 og forbinder rørledning 42 som utgjør inn-løpet til lag B12, i hvilket de ionegjenholdende partikler inneholder mere oppløst fast stoff og færre aktive sentra enn partiklene i lag B14. Strømmen av desorberingsmiddel fortsetter i nedstrømsretnin-gen gjennom lag B12, derpå gjennom lagene Bil og B10, idet de etterhvert møter stasjonære lag av ionegjenholdende partikler med høyere ioneinnhold.

I den nærværende avsaltningsprosess er det funnet at en bedre total økonomi oppnåes ved at en større del av varmen fra strømmen av desorberingsmiddel med høy temperatur gjenvinnes ved nedstrømsenden av desorbsj onssonen ved varmeveksling av det varme desorbat (en konsentrert salt-lakeoppløsning på dette punkt) med de ionegjenholdende partikler, enn ved å fjerne desorberingsmidlet fra kontakten med de ionegjenholdende partikler før den føl-bare varme fjernes fra partiklene. Idet det således påny henvises til den vedføyede fig.

1 skjer vandringen av ioner fra de faste

ionegjenholdende partikler til desorberingsmiddelfasen (dvs. desorbsjon) i den del av prosess-syklussen som betegnes som desorbsj onssonen og som omfatter lagene fra B17 til B12, disse innbefattet.

Etter å ha passert gjennom lag B12 har strømmen av desorberingsmiddel, som nå foreligger som en konsentrert saltlake, ikke lenger den maksimale desorbsjonstemperatur som ble oppnådd ved ny oppvarming av desorberingsmiddelstrømmen i oppvarmeren 38. Temperaturen i strøm-men har påny minsket på grunn av den tidligere omtalte endoterme desorbsjon av ioner fra de ionegjenholdende partikler i lag B12 og av den ytterligere grunn at strømmen av desorberingsmiddel flyter nedstrøms i motstrøm til stadig kaldere partikler som rykker oppstrøms i en simulert bevegelse. Etter å ha forlatt lag B12 virker derfor strømmen av desorberingsmiddel som et varmebærende flytende medium for å forvarme de faste ionegjenholdende partikler som i påfølgende opp-strømstrinn i prosess-syklusen vil undergå desorbsjon ved høy temperatur. Nedstrøms-lagene Bli og B10 betegnes derfor som en «varmeopptagende» sone hvori den varmemengde som inneholdes i den flytende desorberingsmiddelfase gjenvinnes og lagres i de faste partikler fra hvilke varmen påny kan avgis til prosess-syklusen for utførelse av desorbsjon og regenerering av de ionegjenholdende partikler.

Det antall lag som utgjør den varmeopptagende sone, er en relativt viktig re-gulerbar prosessvariabel størrelse, da den varmemengde som avgis ved varmeveksling fra de ionegjenholdende partikler må reguleres kritisk for å sette en grense for vandringen av ioner fra den flytende desorberingsmiddelfase til den faste partikkelfase etterhvert som den flytende strøm avkjøles og stadig i større grad begunstiger gjenholdelse av ioner på de faste partikler i overensstemmelse med den ovenfor an-gitte likevektsligning. Den varmemengde som gjenvinnes fra det vandige desorberingsmiddel og det tilsvarende temperatur-fall bestemmes av mengden av faste partikler som varmeveksles med det gjennom-strømmende desorberingsmiddel, en mengde som er direkte proporsjonal med antallet av lag i den varmeopptagende sone. Ennskjønt den faste fase i lagene Bli og B10, som utgjør den varmeopptagende sone, kan øke sitt ioneinnhold når varme over-føres fra den varme desorberingsmiddel-saltlake til de faste partikler, blir tapet av ionegjenholdskapasitet forårsaket ved opptagelse av en ytterligere mengde ioner som skyldes temperaturfallet i strømmen av desorberingsmiddel, fra et økonomisk syns-punkt mer enn oppveiet ved at varme gjenvinnes fra strømmen av desorberingsmiddel. Den gunstige økonomiske vinning som oppnåes ved gjenvinningen av varme fra desorberingsmidlet ved varmeveksling med de ionegjenholdende partikler fortsetter imidlertid ikke uten stopp i retning av fullstendig gjenvinning av varme fra desorberingsmidlet og til den grense hvor der hersker temperaturlikevekt med de ionegjenholdende partikler som forlater ionesorbsjonssonen i prosessen, hvor temperaturen av den faste fase er den laveste i syklusen. Ved et mellomliggende punkt mellom den maksimale desorbsjonstemperatur og den laveste temperatur av den faste fase i ionesorbsj onssonen (vanligvis i den lavere ende av dette temperaturområde) akselereres økningen i rominn-holdet i de ionegjenholdende partikler raskt, og den økonomiske vinning som føl-ger av en ytterligere gjenvinning av varme kan ikke oppveie den dårligere regenerering som følger av økningen i ioneinnhol-det i de ionegjenholdende partikler, og det er på dette punkt i serien av lag som utgjør den varmeopptagende sone at strømmen av desorberingsmiddel hensiktsmessig tas ut fra prosessen og kontakten brytes med de ionegjenholdende partikler. I den vedføyede fig. 1 er det .lag fra hvilket den avkjølte strøm av desorberingsmiddel tas ut, lag B10, som er det siste lag i den varmeopptagende sone. Det uttatte desorberingsmiddel, som på dette punkt foreligger som en konsentrert saltlakeoppløsning, tas ut fra forbindelsesrørledningen 43 mellom lagene B10 og B9. En del føres så til rør-ledning 44 for å fjernes fra prosessen som den sekundære utløpsstrøm eller den sekundære produktstrøm gjennom distribusjonssentret for flytende medium, mens en annen del av denne utløpsstrøm føres til nedstrømslag B9 som primært tilbakeløp med en bestemt, regulert strømningshas-tighet som beskrevet mer fullstendig i det etterfølgende.

Antallet av lag eller den totale mengde av ionegjenholdende partikler som er bestemt-til å utgjøre den varmeopptagende sone i prosessen, bestemmer temperaturen av den utgående desorbatstrøm, da den sistnevnte temperatur endres direkte med den mengde av faste partikler som varmeveksles med strømmen av desorberingsmiddel.

Den temperatur ved hvilken desorbatet uttas, bestemmes delvis av andre faktorer såsom tilgangen på og kostnadene for brennstoff for oppvarming av strømmen av desorberingsmiddel i de eksterne oppvarmere 27 og 38 som inngår i prosessen, avstanden mellom apparaturen for den foreliggende prosess og kilden for tilførse-len, som bestemmer kostnadene for pumping av tilførselen til avsaltningsenheten og av andre kostnadsfaktorer. Når således enheten skal drives nær kysten men brennstoff for opprettholdelse av strømmen av desorberingsmiddel på den maksimale, øvre grense for desorbsjon er relativt kost-bart, kan et netto utbytte på 50 pst. rent vann være tilfredsstillende når så meget varme som mulig må gjenvinnes fra desorberingsmidlet for å gjøre prosessen lønnsom.

I slike tilfelle er den mengde ionefritt desorberingsvann som sendes som sekundært tilbakeløp til desorbsj onssonen, større enn i de tilfelle hvor strømmen av desorberingsmiddel holdes på en høy temperatur. Ionekonsentrasjonen i desorberingsmiddelfasen holdes lav ved at man først til-fører en tilstrekkelig mengde vann som desorberingsmiddel til å holde den vandige fase som en fortynnet oppløsning. Ionevandringen fra den faste til den vandige fase er nemlig ikke bare avhengig av at desorberingsmiddelfasen i nedstrøms-enden av desorbsj onssonen holdes ved en forhøyet temperatur, slik tilfellet ville ha vært dersom ionekonsentrasjonen i desorberingsmiddelfasen var relativt høy. Mer tilførsel kan således pumpes inn i systemet og utgående desorberingsmiddel kan pumpes ut av apparatet med en høyere hastighet enn tilfelle ville ha vært dersom en betydelig del av driftskostnadene var kostnader for pumping, som for eksempel i en avsaltningsenhet beliggende lenger inne i landet. Dersom på den annen side utgiftene til brennstoff var relativt lave og utgiftene til pumping utgjorde en betydelig del av de totale driftsutgifter for prosessen, ville man foretrekke å drive prosessen slik at en maksimal del av vannet ble utvunnet fra en gitt mengde tilførsel. I dette tilfelle ville man kunne ta ut desorberingsmidlet fra prosessen ved en relativt høyere temperatur i stedet for å anvende en mindre mengde av det ionefrie vannprodukt som 'kilde til desorberingsmiddel (sekundært tilbakeløp). Saltinnholdet i det

■utgående desorberingsmiddel kunne f. eks. andras til en såpass høy verdi som 15 vektpst. og gi et utbytte av ionefritt vann på ca. 79 pst. beregnet på et sjøvann som til-lørsel inneholdende ca. 3,3 vektpst. uorga-.niske salter.

Den nødvendige varmemengde for opprettholdelse av temperaturen av strømmen av desorberingsmiddel på den optimale regenereringstemperatur (vanligvis den maksimalt tålbare temperatur for det anvendte ionegjenholdende materiale) til-føres fortrinnsvis på flere punkter langs strømningsbanen i desorbsj onssonen for 'derved å opprettholde temperaturen på den optimale øvre grense etterhvert som varme forbrukes ved den endoterme desorbsjon. Den mest direkte metode for til-førsel av varme til strømmen av desorberingsmiddel langs strømningsbanen for desorberingsmidlet består i å ta strømmen av desorberingsmiddel ut fra prosessen og øke dens temperatur til den maksimalt tålbare grense for prosessen ved varmeveksling ii en ekstern oppvarmer, som illustrert i fig.

1. Ytterligere varme kan også periodevis tilføres strømmen av desorberingsmiddel idet denne strømmer gjennom desorbsjons-' sonen, ved at to eller flere strømmer med høy temperatur (f. eks. overopphetet vann) tilføres prosessen på to eller flere punkter langs strømningsbanen, og slike alternative forholdsregler omfattes innenfor rammen

•av oppfinnelsen.

Den tosidige anvendelse av den sekundære tilbakeløpsdel av produktet som forlater den primære kontaktsone for tilfør-selen 'Og som ikke bare tjener som sekundært tilbakeløp men også som kilde til desorberingsmiddel, er mer anvendelig ved avsaltning enn ved mange andre typer av

.prosesser som den foreliggende prosess kan tilpasses, fordi det avioniserte vanns spesielle egenskaper gjør dette .materiale til

et spesielt velegnet desorberingsmiddel for fjernelse av saltioner fra de ionegjenholdende partikler med derav følgende regenerering av disse. For .andre typer av prosessen, såsom adsorbsjon av olefiniske eller aromatiske hydrocarboner fra blandinger inneholdende disse og paraffiniske hydrocarboner eller sorbsjon av n-alifatiske forbindelser fra blandinger inneholdende komponenter med forgrenede kjeder eller sykliske komponenter under anvendelse av et sorberingsmiddel av molekyl-sikttypen, behøver imidlertid ikke utløps-strømmen fra den sekundære rektifikasjonssone etter gjenvinning av den følbare varme som medbringes av de varme, faste partikler fra desorbsj onssonen, å være et

•egnet desorberingsmiddel .eller den kan være mindre ønskelig for desorbsj onsfor-mål enn et medium som ikke er utvunnet fra tilførselen. ;Således kan man velge et medium tilført utenfra som har større de-sorberingsevne eller andre egenskaper, såsom et kokepunkt som tillater en enklere separasjon av mediet fra desorbatutløps-strømmen, og slike alternative eksterne kilder for desorberingsmiddel tilført som en annen tilførselsstrøm til lag B17 kan foretrekkes som desorberingsmiddel i en sorbsjonsprosess. Dette er spesielt tilfelle dersom de tilførte utgangsmaterialer har et smalt kokepunktsområde, i hvilket tilfelle et desorberingsmiddel tilført utenfra med

en annen molekylvekt (og derfor med et

annet kokepunkt) vanligvis vil foretrekkes fremfor den sekundære tilbakeløpsstrøm

av intern opprinnelse med samme sammensetning som den raffinerte produkt-strøm og med samme kokepunkt som sorbatkomponenten som skal gjenvinnes fra sorberingsmidlet i den nedstrøms desorbsj onssone.

Når der anvendes en ekstern kilde for desorbsj onsmiddel, kan den varme som utvinnes fra de faste partikler av den sekundære tilbakeløpsstrøm og som inneholdes i utløpsstrømmen fra den sekundære rektifikasjonssone, gjenvinnes separat og over-føres til den eksternt tilførte strøm av desorberingsmiddel i en ekstra vannveksler med samme strømningsarrangement som vist for varmevekslerenhet 1 og dennes tilhørende distribusjonssenter for flytende medium som er vist i fig. 1. Et system for ytterligere gjenvinning av varme av denne type er fordelaktig ved en drift som illustrert i eksempel 4.

En fordel med den foreliggende sykliske prosess, i hvilken de stasjonære masser av .ionegjenholdende partikler i virkning beveger- seg i motstrøm til den flytende strøm ved en simulert bevegelse av massene, består i at de delvis regenererte partikler, fra hvilke minst en del av de gjenholdte ioner er fortrengt til den innesluttede vandige fase (desorberingsvann) som omgir de faste ionegjenholdende partikler, stadig, møter et mere ionefritt desorberingsmiddel etterhvert som laget beveger seg. oppstrøms i regenererings- eller de-sorbsjonssonen. Massene av ionegjenholdende partikler møter stadig desorberingsmiddel med- stadig minskende ionekonsentrasjon på grunn av de stadige omskiftnin-ger av innløpspunktet for- desorberingsmidlet i nedstrømsretningen etterhvert som de funksjonelle soner skrider frem for hver syklus av prosessen. Denne ønskelige motstrømsvirkning sikrer at de minst regenererte ionegjenholdende partikler først bringes i kontakt med desorberingsmiddel med den minste, potensielle regenereringssone: (nemlig med desorberingsmiddel som har den høyeste ionekonsentrasjon og den laveste temperatur), mens de mest regenererte partikler samtidig, i et lag lenger i oppstrøm, bringes i kontakt med det minst ioneforurensede desorberingsmiddel som har den største kapasitet for avionisering og regenerering, hvorved likevekten mellom ionene i den faste fase og ionene i den vandige fase stadig forskyves slik at det oppstår en konstant, positiv drivende kraft som- virker i retning av fullstendig desor-bering av ioner og fullstendig regenerering av de ionegjenholdende partikler. På denne måte frigjøres de ionegjenholdende partikler for de siste spor av sorberte ioner, og partiklene kommer, ut fra oppstrømsenden av desorbsj onssonen. fullstendig regenererte dersom, et tilstrekkelig volum av desorberingsmiddel. tilføres til desorbsj onssonen for å. skaffe den. nødvendige kapasitet for ionedesorbsjon og dersom tilleggsinnvirk-ningen av temperaturen er tilstrekkelig til å fullføre regenereringen mens de ionegjenholdende partikler oppholder seg i desorbsj onssonen.

Den kombinerte desorbsj ons- og var-meopptagelsessone er i illustrasj onsøyemed avtegnet bare som et serieforbundet system bestående av 8 lag B17—B10, i hvilke den nødvendige varmeoverføring og ionefor-trengning utføres. For saltvann med lav ionekonsentrasjon vil der imidlertid tren-ges færre lag for å bevirke den samme grad av avsaltning, mens det for saltvann med høyere ionekonsentrasjon vil kreves et større antall, lag (dvs. en større total mengde ionegjenholdende partikler) i. desorbsj onssonen for å bevirke den samme grad av avsaltning og samme utbytte- av ionefritt vann. For andre typer av prosesser, i hvilke der anvendes andre faste varmevekslingspartikler, vil der kreves et større eller mindre antall lag avhengig av den gitte prosess og av det varmevekslingsmedium som anvendes i prosessen.

I illustrasjonen av en typisk avsaltningsprosess i fig. 1 i den vedføyede teg-ning, er utløpet fra lag B10- vist som det punkt langs- strømningsbanen for desorberingsmidlet fra hvilket desorbatstrøm-men uttas. Dette punkt ble valgt med tan-ke på en bestemt ionegjenholdende harpiks som eksempelvis er brukt i de etter-følgende eksempler. For ionegjenholdende partikler med andre sammensetninger og som har- andre vermekapasiteter og ione-gjenholdskapasiteter, kan uttakspunktet for desorbatet fra desorbsj onssonen være et annet, avhengig av den øvre temperaturgrense som de ionegjenholdende partikler vil tåle, hastigheten av ioneoverføringen fra de faste partikler til det flytende desorberingsmiddel, og av andre prosessfak-toren som påvirker- varmevekslingen og ionevandringen. Plaseringen av utløpet for det avkjølte desorberingsmiddel ved utløpet fra lag BIO er derfor bare illustrerende.

Desorbatstrømmen som tas ut fra lag BIO gjennom forbindelsesledningen 43 og rørledningen 44, forlater i oppstrømsenden regenererte ionegjenholdende partikler oppvarmet til den høye temperatur som kreves for regenerering, idet en større del av varmen i den varme strøm av desorberingsmiddel er overført til de ionegjenholdende partikler som rykker frem i opp-strømsretningen mot lag B17. Den varmemengde som. inneholdes i strømmen av desorberingsmiddel som flyter i nedstrøms-retningen fra lag B17, overføres derved, til og. lagres i de stasjonære lag av ionegjenholdende partikler som følge av varmevekslingen med desorberingsmidlet. Ettersom de stasjonære nedstrømslag fylt med oppvarmede faste partikler beveger, seg i oppstrømsretningen til. de posisjoner som er fylt av lag B19 og B20 i fig. 1. (dvs. som 'følge av omskiftningene av innløps- og ut-løpspunktene) overføres den varmemengde som er lagret i de faste ionegjenholdende' partikler til den inngående strøm av desorberingsmiddel. som tilføres desorbsj onssonen som et kaldt sekundært tilbakeløp. Ennskjønt strømmen av avionisert jvann (utløpsstrømmen fra den sekundære :rektifikasjonssone) vanligvis er. den foretrukne kilde for desorberingsmiddel i en avsaltningsprosess, er det like fullt mulig, og i noen tilfelle å foretrekke, å tilføre separate strømmer av varmt desorberingsvann på flere punkter langs strømningsba-nen i desorbsj onssonen, og å ta ut desor-batsaltlake fra et nedstrøms utløp etter at denne har strømmet gjennom et eller flere mellomliggende lag, spesielt når varme kan skaffes til lav pris.

I et gitt tilfelle hvor mengden av ionegjenholdende partikler som anvendes i prosessen, må reduseres til et minimum

(bestemt av apparaturens dimensjoner)

og partiklene må regenereres til deres maksimale aktivitetstilstand i det minst mulige antall trinn, kan hvert lag av partikler i desorbsj onssonen bringes i kontakt med en separat strøm av oppvarmet vann, idet lagene i nedstrøm i desorbsj onssonen kan bringes i kontakt med oppvarmet sjøvanns-tilførsel, hvoretter lagene, når disse har rykket frem til en mer avansert oppstrøms posisjon, separat bringes i kontakt med en strøm av oppvarmet avionisert vann, idet hver strøm oppvarmes ved ekstern oppvarming til den maksimale regenereringstemperatur. Ved den sistnevnte type drift trekker man fordel av differensialet i ioneinnhold mellom den faste fase og den flytende desorberingsmiddelfase til å opprettholde en positiv virkning på desorbsj onshastigheten ved å forskyve likevekten i konsentrasjonen av ioner mellom de ionegjenholdende partikler og det gjen-nomstrømmende desorberingsmiddel, mens der anvendes en mindre total mengde avionisert vannprodukt.

Det utstrømmende desorbat, som kan anvendes som et biprodukt ved den foreliggende avsaltningsprosess som en kilde til saltlake fra hvilken salt om så ønskes, kan utkrystalliseres ved fordampning, tas som tidligere nevnt for en dels vedkommende ut gjennom utløpsledningen 43 som forbinder lag BIO med laget B9 på ned-strømssiden. Den resterende del, som ut-gjør en vesentlig prosess-strøm i det foreliggende strømningsarrangement og som betegnes som «primært tilbakeløp», får strømme kontinuerlig til lag B9, som er det første lag i serien fra B9 til B5 som utgjør den nedstrøms primære rektifikasjonssone i den sykliske prosess.

Den del av den avkjølte saltlakestrøm som skal tas ut fra prosessen som biprodukt, strømmer fra forbindelsesrørledning 43 til rørledning 44, som er det første tilgjengelige utløp for denne strøm langs serien av lag i desorbsj ons- og varmeopp-tagelsessonen. Den utgående saltlake strømmer deretter til port P10 som leder til kanal 45 i ventilpluggen i distribusjonssentret 2 for det flytende medium og fra kanal 45 til rørledning 46 som knytter forbindelsen med den indre ende av kanal 45 i pluggens Y sentrum. Utløpsledningen 46 inneholder ventil 47 som regulerer uttag-ningen av saltlakeprodukt fra prosessen, men ved å regulere den utstrømmende mengde bestemmer ventilen mengden av primært tilbakeløp til lag B9, da den del som ikke tas ut fra prosessen, fortsetter inn i nedstrømslagene av den primære rektifikasjonssone. Innstillingen av ventil 47 forblir konstant ettersom ventilpluggen roterer kontinuerlig i urviserens retning og bestemmer strømningshastigheten for det primære tilbakeløp til den primære rektifikasjonssone etterhvert som hvert lag når denne relative posisjon i det sykliske strømningsarrangement.

Den viktigste grunn til at strømmen av primært tilbakeløp bringes til å flyte kontinuerlig fra det siste lag i den varmeopptagende sone BIO til det neste ned-strøms lag B9 av den primære rektifikasjonssone er for å endre sammensetningen av det innesluttede medium som fyller tomrommene mellom de ionegjenholdende partikler i det første lag på nedstrøms-siden av utløpet for saltlakekonsentratet til den sammensetning som skal tas ut fra nedstrømslaget etter den neste omskiftning av uttakspunkter og inntakspunkter.

Tilførselshastigheten av det primære tilbakeløp til den primære rektifikasjonssone innstilles (nemlig som ovenfor angitt ved å regulere innstillingen av ventil 47 i rørledningen 46) for å bevirke utskiftning av det fluidum som fyller tomrommene mellom de faste partikler i fortrinnsvis ikke vesentlig mer enn det første lag på nedstrømssiden av denne, eller lag B9 i fig. 1, før den neste omskiftning av inntaks-og uttakspunkter for flytende medium i serien av lag i avsaltningsenheten 1. Dersom strømningshastigheten av det primære tilbakeløp på den annen side var vesentlig større enn balansert tilbakeløp, ville den konsentrerte saltlake, eventuelt etter lengre tids drift, strømme inn i ned-strømslag B5 som er det siste lag mellom ionegjenholdssonen i hvilken konsentrasjonen av i det innesluttede medium ikke er høyere enn i den tilførte utgangsblanding, og lag B9, hvor den flytende fase er en konsentrert saltlake.

Det sier seg selv at dersom tilførsels-hastigheten av det primære tilbakeløp ble gjort meget større enn balansert tilbake-løp, ville den konsentrerte lake i strømmen av primært tilbakeløp strømme inn i ionegjenholdssonen (lag B4) og unødvendig øke innholdet av ioner på de ionegjenholdende partikler og derved bevirke en resir-kulering av en del av de desorberte ioner til prosessen. For å hindre primært til-bakeløp eller oppstrøms diffusjonsblandin-ger med dette fra å strømme inn i den ionegjenholdende sone (den primære kontaktsone for den tilførte utgangsblanding) ut-gjøres den primære rektifikasjonssone av to eller flere, fortrinnsvis minst fem lag (som illustrert i fig. 1) for derved å sjalte inn en sikkerhetssone mellom utløpet av det første lag av den primære rektifikasjonssone og innløpet til den ionegjenholdende sone.

Mengden av det primære tilbakeløp som føres til lag B19 er avhengig av den bestemte prosess som utføres i den foreliggende enhet. Ved avsaltning er strøm-ningshastigheten av det primære tilbake-løp fortrinnsvis lik og ikke vesentlig større enn den hastighet hvormed det innesluttede medium i lag B9 (dvs. det fluidum som opptar tomrommene mellom de ionegjenholdende partikler) akkurat erstattes i løpet av det tidsrom hvorunder de primære utgangsmaterialer strømmer inn i lag B4. Denne strømningshastighet, som er omtrent lik eller fortrinnsvis litt større enn den hastighet som vil gi balansert tilbake-løp i lag B9, er likefullt noe mindre enn den som tilsvarer det volum som ville drive den konsentrerte saltoppløsning inneholdende denne del av desorbatet forbi utløpet av den primære rektifikasjonssone (dvs. fra lag B5) men som vil frigjøre lag B9 for væske mer konsentrert enn sjøvannstil-førselen, innbefattet eventuelle desorbat-konsentrater som måtte være diffundert inn i det innesluttede medium på grense-flaten mot dette. Dersom på den annen side tilførselshastigheten av det primære tilbakeløp ble begrenset til balansert til-bakeløp, ville volumet av det primære til-bakeløp bare erstatte det innesluttede medium i det neste, tilstøtende nedstrømslag på det tidspunkt når det primære tilbake-løp skiftes over til dette lag. Ved hjelp av en slik primær rektifisering vil imidlertid den strøm som tas ut fra lag B9 etter den neste omskiftning av innløps- og ut-løpspunkter til og fra prosessen ha den samme sammensetning som desor-batstrømmen som samtidig tas ut fra lag BIO, hvorved der elimineres eventuelle sjenerende fluktuasjoner i sammensetningen av dette utstrømmende biprodukt etter neste omskiftning av inn-løps- og utløpspunktene i enheten 1. Det innesluttede medium i lagene straks på nedstrømssiden av utløpet for desorbatet utgjøres i det vesentlige av tilførte utgangsmaterialer med en langt lavere saltgehalt enn det konsentrerte saltlakedesorbat, da disse lag like før var mottagere for den primære tilførsel i egenskap av lag i sorbsjonssonen, dvs. før deres simulerte bevegelse i oppstrømsretningen til den primære rektifikasjonssone. Det er derfor ønskelig å. forandre gradvis konsentrasjonen av oppløst materiale i det innesluttede medium i tomrommene før disse lag rykker inn i den varmeopptagende sone på oppstrømssiden, i hvilken konsentrasjonen av oppløst materiale i det innesluttede medium er meget høyere. Den gradvise endring av sammensetningen av det innesluttede medium forhindrer at der utvikles strukturelle spenninger i de ionegjenholdende partikler, hvilket ellers ville kunne skje.

En ytterligere hensikt med det primære tilbakeløp i den nærværende strøm-ningsprosess, enten den envendes for avsaltning eller for andre formål, såsom adsorbsjon med anvendelse av et desorbsj onstrinn ved høy temperatur i prosessen, er å forberede det tilstøtende lag på ned-strømssiden av den varmemottagende sone på den endring i temperaturen som vil fin-ne sted når utløpet for desorbatet (saltlakekonsentrat i avsaltningsprosessen som er illustrert i fig. 1) skiftes til det neste nedstrømslag. Ennskjønt en større del av den varmemengde som transporteres med desorbatstrømmen ved utløpspunktet for dette (lag BIO på det trinn av prosessen som er illustrert i fig. 1) er blitt varmevekslet med kalde ionegjenholdende partikler som rykker frem i oppstrømsretnin-gen fra den ionegjenholdende sone, er temperaturen av desorbatstrømmen som tas ut ved uttakspunktet på nedstrøms-siden av den varmemottagende sone betydelig høyere enn innløpstemperaturen for den primære tilførsel som de ionegjenholdende partikler ville ha dersom de ikke var forvarmet av det primære tilbakeløp. Dersom man ikke hadde anvendt det primære tilbakeløp i strømningsprosessen, ville de ionegjenholdende partikler ikke bare brått måtte anta en høyere temperatur, idet utløpspunktet for desorbat ble skiftet til det neste nedstrømslag, men endringen i temperatur ville også bli led-saget av en samtidig plutselig økning i konsentrasjonen av oppløst materiale i det innesluttede medium. Ved siden av de fordeler som oppnåes ved en gradvis inn-stilling av de likevektskonsentrasj oner og de likevektstemperaturer som sammen skaper en totalt sett likevektig drift, beholder de ionegjenholdende partikler en høyere strukturell stabilitet ved at der unngåes indre påkjenninger i de individuelle partikler. Den effektive levetid for de faste partikler blir derfor lenger, og problemet med strukturell utmatting unngåes også.

Strømningshastigheten av det primære tilbakeløp kan være større eller mindre enn den som tilsvarer «balansert tilbake-løp» (som beskrevet ovenfor), og visse fordeler oppnåes såvel ved et større som ved et mindre tilbakeløp enn dette, enn-skjønt det i avsaltningsprosessen vanligvis foretrekkes et under-balansert tilbakeløp. I det tilfelle at der anvendes et overskudd av ionegjenholdende partikler i strøm-ningsprosesen kan det være ønskelig å sende et overbalansert tilbakeløp til den primære rektifikasjonssone for å befri laget på oppstrømssiden av innløpspunktet for tilførselen for tilførte utgangsmaterialer som straks før ble tilført det første oppstrømslag. Da imidlertid saltvannstil-førselen er relativt iite kostbar og maksimal kapasitet må opprettholdes for de ionegjenholdende partikler, anvendes der fortrinnsvis et underbalansert tilbakeløp til den primære rektifikasjonssone, hvorved det konsentrerte saltlakedesorbat som utgjør det primære tilbakeløp ikke slipper inn i den ionegjenholdende sone hvor ione-overskuddet i utløpsstrømmen fra den primære rektifikasjonssone ville ha øket innholdet av ioner i tilførselen til den ionegjenholdende sone. Den foretrukne strøm-ningshastighet av det primære tilbakeløp, spesielt for avsaltningen, er derfor ca. 60 til ca. 95 pst. av balansert tilbakeløp.

Visse typer av prosesser kan imidlertid med fordel drives under anvendelse av et primært tilbakeløp som er større enn 100 pst. av balansert tilbakeløp. Typiske for sådanne anvendelser av overbalansert tilbakeløp til den primære rektifikasjonssone er prosesser såsom ionefraksjonering, hvor der anvendes en tilførsel bestående av en vandig oppløsning av to eller flere ioner med forskjellig evne til å gjenholdes. Slike ionef raks j oneringsprosesser innebærer vanligvis og fortrinnsvis simulert sirkulasjon av et overskudd av ionegjenholdende partikler og et primært tilbakeløp som er større enn balansert tilbakeløp, f. eks. fra 110 til 250 pst. av dette. Under slike betingelser vil det primære tilbakeløp som strømmer inn i ionegjenholdssonen hovedsakelig inneholde selektivt sorberte ioner og vil virke på samme måte som strippe-dampene i en kolonne for fraksjonert des-stillasjon. Typiske eksempler på sådanne prosesser er utvinning av magnesiumsalter fra sjøvann og utvinning av uraniumioner fra ioniske forurensninger.

Den primære tilbakeløpsdel av desor-

batstrømmen som føres inn i lag B9 blir videre varmevekslet med de ionegjenholdende partikler som inneholdes i lag B9 og i de påfølgende lag B8, B7, osv., og blir stadig kaldere etterhvert som den strøm-mer nedover og møter stadig kaldere harpiks i strømningsbanen. Strømmen av primært tilbakeløp skyller også ut resten av de tilførte utgangsmaterialer (innesluttet medium) fra tomrommene i de serieforbundne nedstrømslag, idet hele den sistnevnte strøm eventuelt flyter inn i ionesorbsj onssonen, hvilken som tidligere nevnt, stadig går forut for det primære tilbakeløp bestående av konsentrert saltlake. Da den simulerte strøm av faste partikler, som har en nesten ubegrenset varmevekslingsoverflate sammenlignet med den flytende fase, skjer hovedsakelig i motstrøm til det strømmende varme medium i varmeoverføringssonen, vil praktisk talt all varme (dvs. ved enhver temperatur over tilførselstemperaturen for utgangsmaterialene) ble effektivt gjenvunnet av den flytende strøm fra de varme, faste partikler i den varmeavgivende sone og av de kalde partikler fra den varme desorbat-strøm i den varmeopptagende sone, hvorved det meste bevares av den varmemengde som opprinnelig ble tilført prosessen. Den praktisk talt eneste varmemengde som ugjenvinnelig tapes i prosessen, er den som tapes ved utstråling fra høytempera-turoverflater til den omgivende atmosfære,

ioneabsorbsjons- eller ionegjenholdsvar-men som går tapt når de regenererte ionegjenholdende partikler bringes i kontakt med den primære tilførselsoppløsning i den kalde ionegjenholdssone og den varmemengde som går tapt i de utgående de-sorbatprodukter som forlater prosessen ved en temperatur noe høyere enn innløps-temperaturen for den primære tilførsel for å forhindre re-adsorbsjon av ioner fra desorberingsmidlet på de ionegjenholdende partikler i desorbsj onssonen. Når således

det utgående desorbat ved varmeveksling med kalde ionegjenholdende partikler i den varmemottagende sone er blitt delvis eller praktisk talt fullstendig avkjølt, vil

likevel den varmemengde gå tapt som re-presenteres av temperaturdifferansen mellom temperaturen av det utgående desorbat og tilførelsestemperaturen, dersom ikke denne varmemengde gjenvinnes ved varmeveksling med andre inngående strøm-mer.

Etterhvert som hvert lag i ionegjenholdssonen stadig rykker lenger opp i opp-strømsretningen, vil de ionegjenholdende partikler i lagene i denne sone stadig bli mer forbrukt, og etterhvert som hvert lag beveger seg inn i den siste posisjon i rek-ken av ionegjenholdende lag (såsom lag B4 i fig. 1) vil de ionegjenholdende partikler i laget nå hovedsakelig ionelikevekt med den primære tilførsel ved den lave temperatur og den ionekonsentrasjon som opprettholdes i ionegjenholdssonen. Etterhvert som imidlertid lagene beveger seg ut av ionegjenholdssonen, slik lag B5 har gjort i fig. 1, og stadig rykker frem til mer fremskredne oppstrømsposisjoner først i den primære rektifikasjonssone og derpå i varmeoverføringssonen, møter de ionegjenholdende partikler stadig varmere og mere konsentrerte saltoppløsninger. Den økende temperatur holdes i sjakk en ytterligere opptagelse av ioner på de ionegjenholdende partikler, hvilket ellers ville ha blitt begunstiget av den høyere saltgehalt i det vandige desorberingsmiddel, og temperaturen må faktisk være tilstrekkelig høy til å resultere i et netto tap av ioner fra partiklene ved desorbsjon. Det kritiske punkt i lagenes fremrykning i oppstrømsretnin-gen er det punkt hvor konsentrert saltlakedesorbat tas ut av prosessen, fordi det er på dette punkt at desorberingsmiddel-strømmen avgir sitt innhold av ioner til de ionegjenholdende partikler i et område med fallende temperatur, hvilket har tilbøyelighet til å fremme vandring av ioner til de ionegjenholdende partikler. På oppstrømssiden av uttakspunktet for desorbatet oppstår det ikke noe problem med ionereabsorbspon på de ionegjenholdende partikler da lagene som rykker frem i oppstrømsretningen fra uttakspunktet for desorbat møter stadig mer fortynnet og stadig varmere desorberingsmiddel. Begge disse faktorer fremmer desorbsjon av ioner fra de ionegjenholdende partikler og vandring av ioner til desorberingsmiddelfasen. I laget lengst i oppstrøm i desorberings-sonen møter de ionegjenholdende partikler, som nu i det vesentligste er regenerert, ionefritt vann med den maksimalt tålbare desorbsj onstemperatur, hvilke betingelser skaffer den største drivende kraft for desorbsj onen. Desorbsj onen av ioner fra de ionegjenholdende partikler og regenereringen av disse forløper således til fullendelse, og partiklene kan rykke ytterligere frem i oppstrømsretningen inn i den sekundære rektifikasjonssone hvor det innesluttede medium er ionefritt vann, og temperaturen kan derpå reduseres til temperaturen ved innløpspunktet for tilfør-selen uten at partiklene undergår noen som helst deaktivering. På nedstrømssiden av uttakspunktet for desorbatet og vanligvis et eller flere lag i oppstrømsretningen fra uttakspunktet for desorbatet har de faste partiklers ioneinnhold en tendens til å øke og ionekonsentrasjonen i desorberingsmidlet en tendens til å minke, fordi temperaturen av desorberingsmidlet på dette punkt i strømningsprosessen er blitt redusert ved varmeveksling med de faste partikler til et nivå hvor likevekten forskyves fra den faste til den væskeformige fase (dvs. ionekonsentrasjonen i den faste fase overskrider likevektspunktet som svarer til ionekonsentrasjonen i desorberingsmidlet). Dersom man på dette punkt til-fører ytterligere varme til desorberingsmidlet, f. eks. ved hjelp av en ekstra ekstern oppvarmer, vil likevektspunktet forskyves ytterligere i nedstrømsretningen, og uttakspunktet for desorbatet vil også kunne skiftes til et punkt ytterligere lenger ned på nedstrømssiden.

Den noe kritiske temperatur, ved hvilken desorbatstrømmen tas ut fra prosessen, som for enhver gitt strømningshastig-het av desorberingsmidlet bestemmer utbyttet av ionefritt vannprodukt fra prosessen, vil være avhengig av de fysikalske egenskaper og den kjemiske sammensetning av de ionegjenholdende partikler og først og fremst av den laveste tilførsels-temperatur og den maksimale desorbsjonstemperatur som anvendes i prosessen, idet de sistnevnte betingelser bestemmer Mc-Cabe-Thiele-likevektsdiagrammet for salt og vann og salt og sammensetningen av de ionegjenholdende partikler. For ionegjenholdende partikler av harpiksmateriale eller organisk materiale vil en øvre tålbar temperaturgrense på 82 °C være typisk. Dersom man antar en typisk temperatur av de tilførte utgangsmaterialer på ca.

16°C, vil desorbatstrømmen kunne tas ut fra prosessen med en temperatur på omtrent 43—49°C. For uorganiske ionegjenholdende partikler er den øvre temperaturgrense høyere, og samtidig blir desorbsjonshastigheten og Carnot-virkningsgraden høyere, uten at den lavere temperatur-

grense ved hvilken desorbatet må tas ut av prosessen, derved settes høyere.

Når fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen utføres etter de ovenfor beskrevne ret-ningslinjer, vil hver av funksjonene som utføres i hver av de fem soner i avsaltningsenheten 1, utføres i det vesentlige samtidig mens pluggen i fordelingssentret 2 for det strømmende medium kontinuerlig roterer i urviserens retning, idet ventilpluggen 2 bringes til å rotere med en på forhånd bestemt rotasjonshastighet som vil tillate den tiltenkte funksjon i hver av lagene og nå praktisk talt likevekt.

På et gitt tidspunkt deretter, bestemt ved den tid som kreves for å fullføre funk-sjonen i hvert lag, roterer ventilpluggen i fordelingssentret for det strømmende medium inntil innløps-og utløpspunktene har rykket frem til neste tilstøtende lag på nedstrømssiden og hvert lag blir et opp-strømslag relativt til den flytende strøm som kontinuerlig flyter i nedstrømsretnin-gen. Dersom således lag B9 på et gitt tidspunkt er det lag som først bringes i kontakt med den friske tilførsel som føres inn i prosessen, vil lag B3 etter en forut-bestemt tid, nemlig etter et tilstrekkelig tidsintervall til at pluggen Y i fordelingssentret for det strømmende medium har fullført 1/20 av sin rotasjon, bli det lag som først kommer i kontakt med de til-førte utgangsmaterialer, mens B4 blir det siste lag på nedstrømssiden av serien av lag som utgjør den primære rektifikasjonssone i prosessen. Deretter blir lagene B3, B2, Bl, B20, B19, B18 osv, tilbake til B4 i den antydede rekkefølge det lag som først bringes i kontakt med tilførselen, og lagenes funksjoner vil variere i overensstemmelse med det på forhånd fastsatte program som er oppsatt for hele serien.

Det vil også sees at etterhvert som innløpspunktet for tilførselen kontinuerlig skiftes, vil også utløpspunktet for det primære produkt, innløpspunktet for desorberingsmidlet (det sekundære tilbake-løp), utløpspunktet for det sekundære produkt (saltlakekonsentrat-desorbatet) og innløpspunktet for det primære tilbakeløp skifte i den samme alikvotdel av den totale syklus (dvs. med like store tidsinter-valler), og etterhvert som disse punkter skifter, vil sammensetningen av den flytende strøm på forskjellige punkter i kolonnen og sammensetningen av de ionegjenholdende partikler i lagene også variere. Tilførselspunktet for utgangsmaterialene til prosessen kommer tilslutt tilbake til det punkt i syklusen hvor utgangsmaterialene først ble tilført ved starten av prosess-syklusen, og en ny prosess-syklus tar til.

De ionegjenholdende partikler som inneholdes i de funksjonelle lag i den foreliggende prosess, kan være av organisk eller uorganisk materiale og kan være av et materiale med ensartet sammensetning eller bestå av en blanding av flere materialer med forskjellig sammensetning. Partiklene kan således utgjøres av en- harpiks med ensartet sammensetning inneholdende både kation- og aniongjenholdende radikaler eller grupper, eller kan utgjøres av et vannuoppløselig harpiksunderlag inneholdende både anionutvekslende og kationutvekslende vannuoppløselige harpikser fordelt gjennom hele underlaget, som f. eks. pulveriserte, blandede anionutvekslende og kationutvekslende harpikser som er smeltet inn i de enkelte partikler.

De ionegjenholdende partikler som fyller hvert lag eller sone i prosessen, kan også omfatte et heterogent arrangement av ioneutvekslende harpikser, såsom en blanding av partikler som hver for seg inneholder enten kationreaktive grupper eller anionreaktive grupper som er intimt blandet eller anbragt i skikt i hvert lag. Slike partikler er nyttige ved separering av ione-blandinger inneholdende to eller flere forskjellige oppløste stoffer, idet et sterkt kation kan utveksles med en sterk kationut-vekslerharpiks i den ene type av partikler og et sterkt anion kan utveksles med en sterk anionutvekslerharpiks i den annen type av partikler og et sterkt anion kan utveksles med en sterk anionutvekslerharpiks i den annen type av partikler. De harpikser som foretrekkes ved ionegjenholdelsesmo-difikasjonen av den foreliggende prosess, er de harpikser som inneholder både anion- og kationreaktive grupper i den samme harpikspartikkel i molekylære avstander fra hverandre, hvorved harpiksen skaffer en god fordeling av de reaktive grupper gjennom hele laget av partikler. For behandling av visse ioneforurensede vann-strømmer og andre utgangsmaterialer foretrekkes det å anvende kation- og anionreaktive grupper som er anbragt meget nær hverandre på det samme harpiksunderlag. Harpiksene inneholdende både kationiske og anioniske radikaler på samme harpiksunderlag foretrekkes ikke bare på grunn av deres effektivitet i den nærværende ionegjenholdelsesprosess, men også av den ytterligere grunn at disse harpikser lett kan regenereres uten at det er nødven-dig med store temperaturdifferanser mellom ionegjenholdssonen og sonen for regenerering av partiklene.

Andre ionegjenholdende partikler som kan anvendes i den foreliggende prosess, innbefatter polymere strukturer inneholdende sterkt sure radikaler såsom sulfo-radikalet (-SO:1M, hvor M betegner hydro-gen eller et metall) og/eller andre typer av basiske radikaler, såsom f. eks. polyalkylen-polyaminer. Visse porøse, uorganiske strukturer, såsom de sure silikater i og på hvilke der polymeriseres forbindelser inneholdende sterke aniongjenholdende grupper, er også nyttige som ionegjenholdende partikler.

Uorganiske ionegjenholdende partikler er spesielt fordelaktige i avsaltningsprosess-utførelsesformen ifølge oppfinnelsen, hvor der kreves en høyere varmestabilitet enn den de organiske ionegjenholdende materialer kan skaffe. Som ovenfor nevnt er Carnot-virkningsgraden større desto større temperaturdifferansen er mellom det ionegjenholdende trinn og det ionedesor-berende trinn i prosessen. Aluminiumsal-ter, såsom aluminiumklorid og aluminium-sulfat, gir, når de hydrolyseres under re-gulerte betingelser, uorganiske oxyhalogen-ider eller oxysulfater inneholdende hydr-oxylgrupper med kationgjenholdende kapasitet. Disse temperaturstabile ioneut-vekslingsmaterialer (som kan inneholde varierende mengder hydroxyl-, oxyhalogen-id- og aluminoradikaler) kan blandes med eller fordeles i alternerende skikt i et eller flere av lagene i kontaktkolonnen med partikler av et temperaturstabilt anionutvekslende materiale, såsom zeolitt eller sulfonert hydrocarbonpolymerisat, såsom f. eks. sulfonerte styren-divinylbenzen-sam-polymerisater. Disse blandinger av kationiske og anioniske ioneutvekslingsmateria-ler er stabile ved temperaturer høyere enn 250°C og kan effektivt anvendes i en avsaltningsprosess, spesielt i en prosess som drives ved høy ionedesorberingstemperatur og ved overatmosfærisk trykk.

En hensiktsmessig prosess i stor skala for avsaltning av saltvann må drives kontinuerlig da det utelukkende er ved hjelp av et kontinuerlig strømningssystem at prosessen kan drives kommersielt eller in-dustrielt på en økonomisk tilfredsstillende måte og kapitalutgiftene for apparaturen kan bli tilstrekkelig lave til at det lønner seg å fremstille rent vann etter den foreliggende fremgangsmåte. Ennskjønt et kontinuerlig fremadskridende lag av faste partikler også ville skaffe en kontinuerlig motstrømsmetode hvorved den flytende og den faste fase kunne bringes i kontakt med hverandre, er slike kontaktmetoder ikke gjennomførlige når de faste partikler er sprø eller brytes ned i prosessen med fremadskridende lag, når der kreves en nøye regulert motstrømskontakt og når diffu-sjonsblanding av innløpsstrømmer med det innesluttede medium må unngåes for å oppnå optimale likevektsbetingelser. Det foreliggende system, som simulerer fremadskridende lag, skaffer et strømnings-mønster, hvilket, ennskjønt det er avpas-set for å holde de faste partikler innen ett eller flere stasjonære lag mens innløps- og utløpspunktene for de flytende strømmer skiftes i nedstrømsretningen, skaffer hva virkningen angår, en prosess med fremadskridende lag hvor de faste partikler i

virkning beveger seg med det strømmende

medium (idet de på enkelte trinn ligger bak og på andre trinn ligger foran fronten av det strømmende medium) og innløps-og utløpspunktene for de inngående og de utgående strømmer er stasjonære. Som

ovenfor angitt tillater imidlertid denne ut-før elsesmåte med lag som er engasjert i en simulert bevegelse at partiklene forblir på

sin faste plass, mens man oppnår alle fordelene ved et arrangement med reelt fremadskridende lag. Også andre kjente kontinuerlige metoder for å bringe en fast fase i kontakt med en flytende fase er util-fredsstillende når der kreves både rene

produkter og lave kostnader for de «Utili-ties» som anvendes ved prosessen. Således

ville et system med «swing»-reaktorlag

være hensiktsmessig for kontinuerlig drift,

men kapitalutgiftene og driftsutgiftene ville være vesentlig større og renheten av

produktet vesentlig mindre som følge av blanding av innløpsstrømmen og det gjenværende fluidum i de stasjonære lag.

De nedenstående eksempler vil illustrere noen spesielle utførelsesformer av fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen.

Eksempel 1.

Dette eksempel illustrerer utnyttelsen av sjøvann som utgangsmateriale for fremstilling av et hovedprodukt bestående av hovedsakelig rent vann (inneholdende mindre enn 0,05 pst. oppløste faste stoffer) og et biprodukt bestående av konsentrert saltlake (inneholdende ca. 9 vektpst. opp-løste faste stoffer) under anvendelse av fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen og en roterende ventil av form, som en flat plate for fordeling av de forskjellige tilførsels-strømmer og uttagning av de forskjellige produktstrømmer fra prosessen. Apparatet omfatter en avsaltningsenhet omfattende en gruppe på 20 serieforbundne lag stablet i en vertikal kolonne som er illustrert i fig. 2 ved kolonne 101 som inneholder lagene Bl—B20 og som er forbundet med sentret 102 for fordeling av det strøm-mende medium. Hvert lag er forbundet med det tilstøtende lag ved hjelp av en kort forbindelsesledning som stikker ned fra det ovenforliggende lag, og forbindel-sesrørledningen fra hvert lag har et side-uttak forbundet med en rørledning, hvilken sammen med rørledningene fra alle lagene i kolonnen står i forbindelse med innløps- og utløpsporter anordnet rundt] omkretsen av den sirkelformede ventil. Ventilen, som virker som fordelingssenter for det strømmende medium, utgjøres av to flate plater med kanaler eller renner skåret inn i overflatene, ved hjelp av hvilke de forskjellige innløps- og utløpsstrøm-mer ledes til de rørledninger som fører til de riktige lag i kolonnen. Den ene av pla-tene roterer under væske- og gasstette forhold, mens den andre står stille.

Kanalene som er skåret ut i den øvre overflate av den nedre plate, er således fordelt at der skaffes et på forhånd arrangert program for omskiftning av innløps-og utløpspunktene for de flytende strøm-mer som tilføres til og som tas ut fra prosessen.

Som ovenfor beskrevet blir prosessen spesielt økonomisk og hensiktsmessig som metode til fremstilling av billig avionisert vann, fordi den varmemengde som inneholdes i den varme saltlakedesorbatstrøm gjenvinnes i en varmegjenvinningssone. Kolonnen .101 og fordelingssentret 102 i fig. 2 tilsvarer enhetene 1 og 2 i fig. 1, idet det vertikalt stablede arrangement av lag i fig. 2 og den som en flat plate formede ventil, som også er vist i fig. 2, representerer et aktuelt apparaturarrangement, for en in-dustriell utførelse av de tilsvarende skjematisk fremstilte enheter i fig. 1.

En rørledning 103 inneholdende en pumpe 104 forbinder toppen av det øverste lag i kolonne 101 med bunnen av det laveste lag i kolonnen, gjennom rørlednin-j gen 105 mellom utløpet fra pumpen og inn-løpet til lag B20. Hvert lag i kolonnen 101 er pakket med harpikspartikler med både kation- og aniongjenholdende egenskaper. Sådanne harpikspartikler fremstilles ved sampolymerisering av en blanding av sty-ren og divinylbenzen inneholdende 8 vektpst. divinylbenzen. Det anvendes emul-sjonspolymerisering, såsom en teknikk hvorved der dannes sfæroidale partikler med størrelse fra ca. 0,25 mm til ca. i mm. Porsjonene med harpiks siktes for å fra-skille partikler i størrelsesområdet fra 0,59 til ca. 0,89 mm, hvilke utgjør ca. 85 pst, av hele produktet. Etter tørring overføres disse partikler til deres klormethylerte derivater inneholdende omtrent 0,85 klorme-thylengrupper pr. aromatisk kjerne i sty-ren-divinylbenzen-sampolymerisatene. Klormethyleringen utføres ved at partiklene blandes med to volumdeler benzen, får trekke seg i tre timer og derpå blandes med to volumdeler methylklorid inneholdende oppløst aluminiumklorid (vann-fritt, 3 g pr. 30 g tørket styren-divinylbenzen-sampolymerisat). Blandingen anbringes derpå i en trykkautoklav og oppvarmes til en temperatur på 90 °C i tre timer, mens autoklaven bringes til å rotere. Deretter avkjøles innholdet til —10°C, og væsken fjernes fra produktet. De erholdte klormethylerte derivater vaskes derpå med friskt benzen for å fjerne aluminiumklorid og blir så i ekspandert tilstand omdannet til sine kvartære ammoniumklorid-derivater ved at det klormethylerte mellomprodukt omsettes med dimethylfenylamin, hvorved det erholdes en sampolymer harpiks inneholdende trimethylbenzyl-ammoniumklorid-radikaler som anionutvekslende grupper. Denne omdannelse utføres ved tilset-ning av ett mol dimethylfenylamin (oppløst i to volumdeler benzen) pr. mol sampoly-merisat til det klormethylerte sampolyme-risat og oppvarming av blandingen i en autoklav under trykk til 110°C i tre timer. Etter vaskning med friskt benzen og tør-ring fåes som produkt et porøst materiale med lav tetthet, som har anionutvekslende egenskaper.

Det resulterende porøse harpiksprodukt inneholdende kvartære ammoniumklorid-grupper blandes deretter med methacrylsyre i en mengde tilsvarende 1 mol methacrylsyre pr. aromatisk kjerne i den sampolymere harpiks, hvorved der skaffes et lite overskudd av carboxylgrupper i forhold til kvartære ammoniumgrupper i det resulterende produkt. Harpikspartiklene inneholdende absorbert methacrylsyre oppvarmes deretter i en lukket beholder under en atmosfære av nitrogen og under et overtrykk på 6,8 atmosfærer til en temperatur på 90 °C, hvilket er tilstrekkelig til å bevirke en praktisk talt fullstendig polyme-risering av methacrylsyren som er absorbert i det porøse sampolymere harpiksmel-lomprodukt. De erholdte sfæroidalt formede harpikspartikler inneholder trime-thylbenzenammoniumkloridanionutveks-lende radikaler og carboxyliske kationutvekslende radikaler som, når de virker sammen i en vandig saltoppløsning såsom sjøvann inneholdende hovedsakelig natriumklorid som det oppløste salt, er istand til fullstendig å fjerne hele innholdet av opp-løst stoff fra den vandige oppløsning og gi rent vann.

Sjøvann inneholdende 3,3 vektpst. opp-løste salter (33 000 d.p.m.-deler pr. million deler) som utgjøres av 18980 d.p.m. klorid-ioner, 10561 d.p.m. natriumioner,. 1272 d.p.m. magnesium, 884 d.p.m. svovel som sulfat, 400 d.p.m. kalsium, 380 d.p.m. kali-um, 65 d.p.m. bromid og mindre mengder av 43 andre grunnstoffer, tilføres som utgangsmateriale gjennom rørledning 106 som fører til fordelingssentret 102 for det strømmende medium fra lagringsstedet. Etter luftning med påfølgende filtrering gjennom trekull for å fjerne luft og oppslem-mede faste stoffer, pumpes sjøvannet ved 21°C fra lagringsstedet ved et trykk på 3,74 atmosfærer og med en hastighet bestemt av ventilen 107 og i rørledningen 106 på 4 976 000 kg/h (1133 hektoliter pr. minutt) til de interne kanaler i ventil 102, hvilken fører sjøvannet til rørledning 108 som forbinder innløpet med bunnen av lag B4, det første av de fire lag fra B4 til Bl som ut-gjør den ionegjenholdende sone i prosessen på det trinn av prosessen som er illustrert i fig. 2. Hvert av de tyve lag i kolonnen inneholder 31070 kg av den ovenfor beskrevne ionegjenholdende harpiks med tetthet 809 g/l, hvilket svarer til et totalt volum på 384 hektoliter. Harpikspartiklene er porøse og inneholder 30 volumprosent interne tomrom og inneholder, når de er våte, 40 volumprosent bundet vann. Harpikspartiklene har en spesifikk varme (saltfrie) på 0,67.

Den mengde harpiks som er tilstede i serien av fire lag, nemlig lagene fra B4 til Bl, som er blitt regenerert på et tidligere trinn av driftssyklusen, er tilstrekkelig til å fjerne praktisk talt fullstendig de ioniske saltkomponenter fra den vandige strøm og til å etterlate avionisert vann som fortsetter å strømme i nedstrømsretningen gjennom lagene B3, B2 og Bl til omløpsrørled-ningen 103.

Etterhvert som frisk sjøvannstilførsel strømmer inn i lag B4 i den ionegjenholdende sone, pumpes avionisert vannprodukt med en temperatur på 25°C kontinuerlig fra rørledning 103 gjennom pumpe 104 til prosessens resirkuleringsrørledning 105 som danner forbindelsen med bunnen av lag B20. Strømmen av avionisert vann som fø-res gjennom rørledningen 105, deler seg i to strømmer som bestemmes av strøm-ningshastigheten til fordelingssentret 102, nemlig i en netto produktstrøm, hvilken tas ut gjennom rørledning 109 som forbinder rørledning 105 med fordelingssentret 102 for det strømmende medium, og en strøm nummer to, hvilken her betegnes som sekundært tilbakeløp. Denne sistnevnte strøm utgjøres av den ikke uttatte del, som fortsetter i nedstrømsretningen gjennom rør-ledning 105 til lag B20. Fordelingssentret 102 for det strømmende medium har et internt arrangement av kanaler og porter som fører den avioniserte vannstrøm til utløpsledningen 110, idet uttagningshastig-heten reguleres ved hjelp av ventil 111 i rørledning 110. Ved de ovenfor beskrevne driftsbetingelser utgjør den strøm av avionisert vann som gjennom rørledning 110 tas

ut som hoved-produkt fra prosessen 526,16

hektoliter pr. minutt (3 148400 kg/h) ved 25°C, og den inneholder 0,05 prosent opp-løste faste stoffer. En varmemengde på ca.

11592 x 106 kal/h (som skyldes den ekso-terme varme som utvikles under avsalt-ningsreaksjonen) tapes fra prosessen fordi det avioniserte vannprodukt fjernes fra

prosessen ved en temperatur 25°C høyere enn innløpstemperaturen for sjøvannet.

Den del av det avioniserte vann som fortsetter å strømme i nedstrømsretningen til lag B20 som sekundært tilbakeløp, ledes inn i lag B20 med en hastighet på 1 654680 kg/h. Lagene B20 og B19 utgjør en varme-overføringssone i hvilken den følbare varme, som harpikspartiklene har opptatt fra den varme desorberingsmiddelstrøm i desorbsj ons- eller harpiksregenereringssonen

straks på nedstrømssiden, gjenvinnes og

overføres til en strøm av kaldt utgående sekundært tilbakeløp (avionisert vann) fra

lag Bl i den ionegjenholdende sone. Strøm-ningen av det kalde, sekundære tilbakeløp i motstrøm til de varme partikler avkjøler også harpiksen til 25°C som er praktisk talt likt med temperaturen av tilførselen, som en 'forberedelse til innføringen av den regenererte harpiks i den kalde ionegjenholdende sone i prosessen. I motsetning til temperaturen av den flytende strøm, som øker etterhvert som strømmen flyter i ned-strømsretningen, minsker temperaturen av den faste harpiksfase etterhvert som denne rykker frem i oppstrømsretningen i en simulert bevegelse, bort fra regenereringssonen for harpiksen og inn i den ionegjenholdende sone. På det trinn i syklusen som er illustrert i fig. 2, er temperaturen av

harpiksen ved innløpspunktet for det sekundære tilbakeløp i den sekundære rektifikasjonssone (innløpet til lag B20) 26°C, og ved utløpspunktet på nedstrømssiden av

lag B20 (innløpspunktet til lag B19) er temperaturen av strømmen 43°C. Økningen i temperaturen av tilbakeløpsstrøm-men skyldes motstrømsvarmevekslingen mellom det relativt kalde sekundære til-bakeløp og de varme harpikspartikler. Ytterligere varmeveksling mellom det sekundære tilbakeløp og den varme harpiks i nedstrømslaget B19 hever temperaturen av den utgående strøm fra lag B19 til 79,5°C, mens harpikspartiklene undergår en tilsvarende minskning av temperaturen på nær 55°C fra innløpet til lag B19 til ut-løpet fra lag B20.

Strømmen som ledes ut fra lag B19 ved 79,5°C gjennom rørledningen som forbinder bunnen av lag B18 med toppen av lag B19, tas ut fra forbindelsesrørledningen og ledes inn i rørledning 112. Ved hjelp av de interne kanaler i ventil 102 ledes strømmen fra rørledning 112 til ventil 102, ut fra ventilen til rørledning 113, gjennom oppvarmeren 114 ved hjelp av pumpen 115 og inn i rørledning 116 som sender den varme, sekundære tilbakeløpsstrøm tilbake til ventil 102, hvorfra strømmen ledes gjennom rør-ledning 117 til lag B17. Oppvarmeren 114 hever temperaturen av den vandige strøm fra ca. 79,5°C ved utløpet fra lag B19 til ca. 101 °C ved innløpet til lag B17, hvilken sistnevnte temperatur er omtrent den temperaturen som maksimalt kan tåles av harpiksen som anvendes i prosessen. Oppvarmeren 114 tilføres vanndamp ved 177°C, hvorved der tilføres 26,46 x 106 kcal/h til det sekundære tilbakeløp som ledes inn i lag B17.

Etterhvert som strømmen av sekundært tilbakeløp flyter gjennom lag B17 og de tilstøtende lag på oppstrømssiden B16, B15, B14, B13 og B12, reduseres temperaturen av desorberingsmidlet som følge av det arbeid som kreves i den endoterme re-aksjon ved desorberingen av de ioniske bestanddeler (hovedsakelig NaCl) fra harpiksen, samtidig som ionekonsentrasjonen i denne strøm øker. Temperaturen av rege-nerermgsmiddeloppløsningen som strøm-mer ut fra lag B14 inn i forbindelsesrørled-ningen mellom lag B14 og B13, er blitt redusert til 68°C, hvorved de 26,46 x 106 kcal/ h er blitt frigjort som ble tilført i oppvarmeren 114. Analyse av innholdet av oppløst stoff i strømmen som forlater lag B14 ved uttagning av en prøve av væsken fra lag B14 og fordampning av denne til tørrhet, viser at innholdet av oppløste faste stoffer i saltlaken som forlater lag B14, er øket til ca. 9 vektpst.

Strømmen av desorberingsvæske som forlater forbindelsesrørledningen mellom

lagene B14 og B13 ved 68°C, tas ut fra kolonnen 1 gjennom rørledningen 118 til for-delingsventilen 102, hvilken leder utløps-strømmen til den ytre rørledning 119 gjennom oppvarmeren 120. Ved hjelp av pumpen 121 sendes den oppvarmede strøm ved 3,74 atmosfærers trykk tilbake til ventil 102 gjennom rørledning 122. Oppvarmeren 121 hever temperaturen av desorberings-middelstrømmen til 79,5°C, hvorved 14616 x 106 kcal/h tilføres regenereringsmidlet. Ventilen 102 fører den inngående strøm gjennom de indre kanaler i ventilen til rør-ledningen 123 som er forbundet med rørled-ningen mellom lagene B13 og B12, hvoretter det varme regenereringsmiddel strøm-mer gjennom de på hverandre følgende nedstrømslag B12, Bil og B10 for ytterligere å regenerere harpiksen i lag B12 og for å gjenvinne den følbare varme fra de-sorberingsmiddelstrømmen i lag Bil og lag B10. En prøve av desorberingsmiddelstrøm-men uttatt fra utløpet fra lag B12 viser at saltinnholdet i desorberingsmiddelstrøm-men er øket til 13,5 vektpst. faste stoffer og at strømmens temperatur har minsket til 73°C.

Ved at de tar imot den varme strøm av desorberingsmiddel danner lagene Bil og B10 en varmeopptagende sone i hvilken en del av varmeinnholdet i desorbatet gjenvinnes ved varmeveksling med kald harpiks, ennskjønt harpiksens saltinnhold øker etterhvert som temperaturen reduseres. De-sorbatstrømmen som forlater lag B10, deler seg i to strømmer. Den éné strøm, som betegnes «primært tilbakeløp», får fortsette å strømme i nedstrømsretningen med en regulert hastighet til lag' B9, og den gjenværende del eller strøm tas ut fra prosessen som et desorbat-biprodukt." Sistnevnte er en konsentrert saltlake med-en temperatur på 49°C og et innhold av 9 vektpst. opp-løste faste stoffer. Strømmen ledes gjennom portene og de indre kanaler i den roterende ventil 102 og gjennom rørlednin-gen 124 til rørledningen 125 for saltlake-biproduktet med en strømningshastighet på 4 975,92 x 103 kg/h og utgjør en av de viktigste regulerbare prosessvariable på grunn av dens innvirkning på strømnings-hastigheten av det primære tilbakeløp. Ved 49°C (28°C over tilførselstemperaturen for utgangsoppløsningen som er 21°C) bortfø-rer denne strøm ca. 36 288 x 106 kcal/h fra prosessen.

Den del av saltlakedesorbatstrømmen som fortsetter i nedstrømsretningen fra lag B9 til lag B8, og som her betegnes «primært tilbakeløp», reguleres til en strømnings-hastighet på 110 prosent av det totale volum av tomrommene (dvs. volumet av den innesluttede væske) mellom harpikspartiklene i lag B9 (samme volum i de øvrige lag i kolonne 101). Ved denne strømningshas-tighet fordriver fronten av det primære tilbakeløp den innesluttede væske (tilførte utgangsmaterialer) som er tilbake i tomrommene i lag B9 fra det trinn da B9 var en del av den ionegjenholdende sone, og erstatter væsken med konsentrert saltlake som vil bli tatt ut fra lag B9 etter den neste omskiftning av inn- og utløpspunk-ter i kolonnen 101. På grunn av den tendens det konsentrerte saltlakedesorbat har til i noen utstrekning å blandes med den innesluttede væske foran fronten som rykker frem i nedstrømsretningen gjennom lagene, som følge av turbulens på grense-flaten, holdes strømningshastigheten av det primære tilbakeløp fortrinnsvis på en høyere verdi enn den som tilsvarer balansert tilbakeløp. Den anvendte strømnings-hastighet på 219,55 hektoliter pr. minutt utgjør 110 prosent av balansert tilbakeløp. Denne hastighet av det primære tilbakeløp-skaffer en forvarming av harpiksen fra til-førselstemperaturen på 21°C for utgangsmaterialet (ved hvilken temperatur harpiksen like før ble bragt i kontakt med friskt tilført sjøvann i den ionegjenholdende sone i prosessen) til en temperatur på 49°C når laget ankommer til den siste nedstrøms posisjon av desorbsjons- eller harpiksregenereringssonen.

Etter 45 sekunders drift på de ovennevnte lag skifter ventil 102 posisjonen av inntakene og uttakene for inn- og utgående strømmer, slik at utgangsmaterialet nu til-føres til lag B3, mens avionisert vann tas ut fra lag B20, sekundært tilbakeløp strømmer fra lag B20 til lag B19, saltlake strømmer ut fra lag B9 og primært tilbakeløp strømmer ut fra utløpet fra lag B9 til innløpet til lag B8.

Den varmemengde som gjenvinnes fra strømmen av varmt desorbat ved varmeveksling av desorbatet med den kalde harpiks som rykker frem i oppstrømsretnin-gen fra den primære rektifikasjonssone med en opprinnelig temperatur på 21°C, gjennom den varmemottagende sone hvorunder temperaturen økes' til ca. 79,5-°C, og den varmemengde som overføres fra den varme- harpiks som- forlater desorbsj ons-regenereringssonen, veé- varmeveksling med det kalde sekundære tilbakeløp (som ledes tii den sekundære rektifikasjonssone ved- ca1. 25<?>C), er i det vesentlige av samme størrelsesorden (bortsett fra varmetapet p.g.a. stråling, varmen- som går tapt fra systemet med det varme saltlakedesorbat

(som tas ut ved 49°G) og tapet av varme i det avioniserte vannprodukt). Denne varmebalanse oppnåes når den simulerte sir-kulasj onshastighet av harpiksen er tilstrekkelig stor til å fullføre en driftssyklus i lø-pet av 15 minutter. Den totale mengde harpiks (621400 kg) oppvarmes således fra til-førselstemperaturen for sjøvannet, som er 21°C, til 79,5°C (dvs. maksimale desorbsj onstemperaturen for harpiksen), i løpet av hver syklus på 15 minutter, mens samtidig 787 100 kg vann tas ut ved 25°C fra prosessen og 413 670 kg vann pumpes til den sekundære rektifikasjonssone og oppvarmes fra 25°C til 79,5°C og deretter igjen avkjøles til 49°C ved varmeveksling med kald harpiks som rykker inn i den primære rektifikasjonssone. En tilnærmet varmebalanse for systemet viser at 36,288 x 106 kcal/ h av den varmemengde som tilføres under syklusen (dvs. den varmemengde som til-føres prosessen ved en temperatur høyere enn temperaturen av de tilførte utgangsmaterialer som er 21°C) går tapt i det utgående saltlakeprodukt med temperatur 49 °C og at 11,6 x 106 kcal/h går tapt fra

systemet som eksoterm avsaltningsvarme ved avioniseringen ved at temperaturen av det avioniserte vannprodukt økes fra sjø-vannets tilførselstemperatur på 21 °C til utløpstemperaturen for det hovedprodukt isom er 25°C, hvilket vil si at det finner isted et netto forbruk eller tap av varme i

.væskeproduktene fra systemet på 47,88 x ;106 kcal/h. En varmebalanse for den faste !fase (harpiksen) og væskefasen (vannet) hasert på ligningen:

jbekrefter at en syklusperiode på 1-5 minut-[ter for den simulerte bevegelse av den faste Jharpiks er optimal for dette system og re-Iduserer varmetapet til- et minimum-.

i Eksempel 2.

I dette eksempel separeres en blanding av propan og propylen, en av de vanlige spillgasser ved raffinering av petroleum, i sine bestanddeler: (1) et adsorbatprodukt bestående av 48,9' prosent propylen og (2) et raffinatprodukt bestående- av 99,5 prosent propan. Denne normalt gassformige blanding, hvorav komponentene koker henholdsvis ved" —42°C og —47°e, er vanskelig å separere i relativt rene fraksjoner ved kondensasjon etterfulgt av destillasjon, fordi komponentenes kokepunkter ligger såpass nær hverandre. Imidlertid kreves der i alminnelighet et hovedsakelig rent propylen 1 prosesser hvor der anvendes propylen, såsom i polymeriseringsprosesser for fremstilling av faste, isotaktiske poly-merisater betegnet som polypropylenplas-ter. Ved anvendelse av den nærværende fremgangsmåte separeres en propan-propylen-blanding ved at blandingen i væskefase bringes i kontakt med et fast sorberingsmiddel av molekylsiltypen, såsom de-hydratisert zeolittisk metallaluminosilikat, representert ved formelen:

i hvilken M betegner et jordalkalimetall og/eller alkalimetall (kalsium og/eller natrium), n er valensen av metallet M, X har verdien 1,85 ± 0,5 og Y er et helt tall fra 0 til 6. Disse krystallinske zeolitter fremstilles ved kry-stallisasjon fra vandige oppløsninger av natriumaluminat (eller andre kilder for aluminiumoxyd-sol) og natrium-metasili-kat ved temperaturer rundt vannet kokepunkt med påfølgende filtrering av det krystallinske, hydratiserte natriumsalt som utfelles under reaksjonsforløpet, og base-utveksling av natriumsaltet med en vandig oppløsning av et jordalkalimetallsalt såsom kalsiumklorid. Erstatning av en større andel av natriumionene i saltet, f. eks. med kalsium øker poreåpningene i den krystallinske zeolitt fra ca. 4 til ca. 5 Ångstrøm. Det produkt som herved fremstilles, har form av ytterst fine krystaller, men ved å sammensette krystallene med en egnet po-røs leire og danne pellets, f. eks. ved ekstru-dering, og derpå dehydratisere zeolittkrystallene ved en temperatur fra 350 til 450°C, fremstilles sorberingspartikler med en størrelse som egner seg i en separerings-prosess. Poreåpningene i zeolittkrystallene gjenholder selektivt propylen fra en blanding av propan og propylen som bringes i kontakt med partiklene. Disse pellets er imidlertid sprø og kan ikke anvendes i et system med bevegelige lag under betingelser med gnidning mellom partiklene fordi partiklene derved hurtig pulveriseres. Den foreliggende fremgangsmåte, som skaffer en kontinuerlig syklisk prosess med simulert bevegelse av lagene ved omskiftning av inn- og utløpspunktene fra de forskjellige inngående og utgående strømmer til og fra en serie av innbyrdes forbundne stasjonære lag inneholdende sorberingsmidlet, slik som vist i fig. 1 og 2, utgjør en effektiv metode til anvendelse av denne type separerings-midler for separering av propylen fra propan.

En kondensert gassblanding bestående av 62 vektpst. propylen og 36,1 vektpst. propan og mindre mengder ethan, methan og ethylen tilføres ved 10°C og under et trykk på 19 atmosfærer til innløpspunktet for tilførselen i et væskefordelingssenter bestående av en roterende ventil i et apparat tilsvarende det i eksempel 1 beskrevne apparat, bortsett fra at separasj onskolonnen inneholder 15 lag. Hvert lag er forbundet med fordelingssentret ved en rørled-ning, og hvert lag inneholder det samme volum av «Linde Company 5A» molekyl-silpartikler i form av sylindriske 1,6 mm x 1,6 mm pellets, inneholdende dehydratiserte krystaller av kalsiumaluminosilikat med porer på ca. 5 Ångstrøm i tverrsnitt. På det gitte trinn av prosessyklusen som her beskrives, hvor utgangsmaterialene tilføres til lag nr. 1 på toppen av kolonnen, omfatter sorbsj onssonen i prosess-syklusen lagene 1—3 av serien på 15 lag. Lagene num-mereres fra nummer 1 på toppen av kolonnen til nr. 15 i bunnen av kolonnen, og strømmen av væske skjer i retning nedover i kolonnen.

Propylenkomponenten av blandingen sorberes lett i porene i molekylsilpartiklene, hvorved det blir tilbake et ikke-sorbert raffinat som tas ut som raffinatprodukt fra utløpet av lag nr. 3, som er nedstrømsut-løpet fra sorbsj onssonen. Den del av raffi-natstrømmen som utgjør det sekundære til-bakeløp. strømmer forbi utløpet for raffinatprodukt fra lag nr. 3 til det fjerde lag på nedstrømssiden, hvilket er det første av de to lag som utgjør den sekundære rektifikasjonssone.

Omtrent 59 prosent av det totale volum av hvert lag i separasj onskolonnen ut-gjøres av tomrom mellom partiklene av sorberingsmiddel eller mellom veggene av kolonnen og sorberingsmiddelpartiklene, og dette tomrom onptas av innesluttet væske. Strømningshastigheten av det sekundære tilbakeløp (propan<1>) som strømmer til den sekundære rektifikasjonssone bestemmes av uttaeningshastigheten av raffinatet (pro-<p>an) fra prosessen til en verdi noe under tomromvolumet i det første lag av den sekundære rektifikasjonssone (dvs. mindre enn mengden av innesluttet væske i lag nr. 4). er fortrinnsvis fra 80 til 95 prosent «v nevnte tomromvolum. Hastigheten av riet sekundære tilbakeløp holdes på en verdi «varende til mindre enn balansert tilbake-len for å forhindre at propanraffinat (sekundært tilbakeløp) trenger inn i desorb-«nnssonen på nedstrømssiden hvor det vil-hiandes med det store inntak av desor-hRrinsrsmiddel og føres ut av desorbsions-"orien wmmen med desorbatproduktet. I net nærværende eksempel er strømnings-ha staheten av det sekundære tilbakeløp fastsatt til 95 prosent av balansert tilbake-løp (tilstrekkelig til at der tilføres et volum av sekundært tilbakeløp før neste omskiftning av innløpspunkt for det sekundære tilbakeløp som utgjør 95 prosent av det totale tomromvolum i lag nr. 4), og sistnevnte lag sies derfor å være »under-resirkulert» med omtrent 5 prosent av balansert tilbakeløp. Strømmen av propan til det første lag i den sekundære rektifikasjonssone, hvilken utgjøres av lagene 4 og 5, forbereder også dette lag for det påføl-gende skifte av inn- og utløpspunkter til de nærmeste lag på nedstrømssiden, etter hvilket skifte raffinat vil bli tatt ut fra det lag som før omskiftningen var det første lag av den sekundære rektifikasj onssone. Når tilbakeløpet bestående av propan ved 10°C strømmer inn i det første lag av den sekundære rektifikasjonssone, møter det varme partikler av sorberingsmiddel som ble oppvarmet da dette lag var ett lag i desorbsj onssonen på et tidligere trinn i syklusen. Strømmen av kaldt propantil-bakeløp til dette lag kjøler også sorberingsmiddelpartiklene ved varmeveksling med propanstrømmen til omtrent den temperatur ved hvilken sorbsj onssonen (ved 10°C) drives og forbereder dette lag for dets anvendelse som utløp for propanraffinatet etter det neste omskifte av inn- og utløpspunkter.

I samme tidspunkt som utgangsblandingen tilføres til innløpet av sorbsj onssonen (lag nr. 1) og propanraffinatet tas ut fra utløpet fra det tredje nedstrømslag av sorbsj onssonen, tilføres en strøm av n-butan som desorberingsmiddel ved et trykk pa 19 atmosfærer og en temperatur på 27° C til desorbsj onssonens varmevekslingsinn-løp, hvilken desorbsj onssone omfatter åtte lag i serie og begynner med sjette lag på nedstrømssiden fra innløpet av sorbsj onssonen. n-butanet tilføres desorbsj onssonen med en strømningshastighet tilsvarende 20 volumdeler n-butan pr. volumdel sorbat, hvilket tilsvarer sorbatkapasiteten (propy-lenkapasiteten) for molekylsilene i hvert lag av serien. Sorbatkapasiteten for de her anvendte «5A»-molekylsiler er her jevnt over ca. 12 prosent av det totale volum av partikkelmassen og representerer det sam-lede porevolum (væske) i hver molekylsil-partikkel. Den anvendte strømningshastig-het for desorberingsmidlet (20 volumdeler pr. volumdel sorbat) skaffer et tilstrekkelig stort molart overskudd av desorberingsmiddel i det innesluttede medium som omgir sorberingsmiddelpartiklene, til å bevirke desorbsj onen av propylen ut fra massevirk-ningsloven, virkningen av hvilken sammen med virkningen av den forhøyede desor-beringsmiddeltemperatur fortrenger propy-lenet som ble gjenholdt i porene i molekylsilpartiklene da laget utgjorde en del av sorbsj onssonen på et tidligere trinn i syklusen. Virkningen av massevirkningslovene eller den drivende desorbsj onskraft øker etterhvert som lagene i desorbsj onssonen rykker frem i en simulert bevegelse i mot-strøm til det strømmende medium mot inn-løpet av desorbsj onssonen; fordi det molare forhold mellom n-butan og propylen i de-sorberingsmiddelstrømmen øker i denne retning.

Den inngående strøm av friskt desorberingsmiddel som er oppvarmet eksternt til 27°C, varmeveksles med de relativt kalde sorberende partikler som rykker frem i opp-strømsretningen og oppvarmer den faste fase til en temperatur som varmen fra 27° C i lag nr. 6 til 10°C 1 lag nr. 15. Strømmen av desorberingsmiddel tas ut fra utløpet av lag nr. 10 i desorbsj onssonen ved 16°C og oppvarmes i en ekstern oppvarmer til en temperatur på 27°C og blir derpå påny ført til innløpet av lag nr. 12 for å fullføre desorbsj onen i de neste to lag (dvs. lag nr. 12 og 13) i desorbsj onssonen. En resulterende væskeblanding av n-butandesorber-ingsmiddel og propylendesorbat strømmer gjennom nedstrømslagene og undergår varmeveksling med de kalde partikler av sorberingsmiddel som rykker frem i opp-strømsretningen i en simulert bevegelse. Disse partikler forlater oppstrømsenden av den sekundære rektifikasjonssone (i hvilken det kalde sekundære tilbakeløp ledes inn ved 11°C, hvilken temperatur omtrent tilsvarer tilførselstemperaturen for utgangsblandingen) og har således avgitt praktisk talt all den følbare varme som var lagret i partiklene før disse rykket inn i prosessens sorbsj onssone, hvor der kreves en lav temperatur.

Når desorbatstrømmen er kommet frem til utløpet fra lag nr. 13, tas en del av denne ut av prosessen ved en temperatur på 22°C og ledes til en destillasjonskolonne for fraskillelse av propylen (destillatet består av 98,9 prosent propylen) fra n-butan-bunnprodukt som straks resirkuleres til de-sorbsjonssonen. Resten av desorbatstrøm-men ledes inn i nedstrømslag nr. 14 som primært tilbakeløp. Strømningshastigheten for det primære tilbakeløp fastsettes slik at det første lag av den primære rektifikasjonssone (nr. 14) får et overbalansert tilbakeløp tilsvarende 120 prosent av balansert tilbakeløp eller 120 prosent av volumet av den innesluttede væske i tomrommene mellom sorberingsmiddelpartiklene i lag nr. 14, i løpet av den tid lag nr. 14 er det første lag i den primære rektifikasjonssone.

Den utgående strøm fra den primære rektifikasjonssone, som utgjøres av utgangsblandingen som er fortrengt fra tomrommene mellom sorberingsmiddelpartiklene og som ble forlatt der da lagene 14 og 15 utgjorde sorbsj onssonen på ét tidligere trinn av prosess-syklusen, flyter i ned-strømsretningen gjennom lag 14 og inn i lag nr. 15. Den flytende fase i lag 15 blir så i sin tur, ved et trykk på 19 atmosfærer, fortrengt av væske som strømmer fra lag 14 til lag 15. Den innesluttede væske i lag 15 strømmer fra hunnen av lag 15 til en rørledning forbundet med en ekstern pumpe som øker trykket til 19,7 atmosfærer, og pumpes derpå til det øverste lag av separasj onskolonnen som omløpsstrøm til lag nr. 1.

Den hastighet hvormed det primære tilbakeløp strømmer inn i lag 14 av den primære rektifikasjonssone (120 prosent av den innesluttede væske i lag 14) er tilstrekkelig til fullstendig å fortrenge den gjenværende væske (utgangsblanding) som opptar tomrommene mellom sorberingsmiddelpartiklene i lag 14 før det neste skifte i nedstrømsretningen av inn- og ut-løpspunktene, hvorved ikke bare lag 14 forvarmes til å bli det siste lag i desorbsj onssonen etter det neste skifte 1 inn- og ut-løpspunkter, men også den gjenværende til-førselsblanding fortrenges til nedstrøms-lagene hvor den i sin tur kontinuerlig, fortrenger tilførselsblanding fra tomrommene i det siste lag av den primære rektifikasjonssone inn i lag nr. 1 som på dette tidspunkt mottar den tilførte utgangsblanding i egenskap av det første lag i sorbsj onssonen.

Den utstrakte grad av varmeveksling som finner sted mellom de flytende strøm-mer og sorberingsmiddelpartiklene ;gjør det mulig å drive prosessen kontinuerlig med forbruk i prosessen bare av den varmemengde som kreves for å oppvarme strøm-men av desorberingsmiddel til 27°C, fordi den del av desorbatstrømmen som utgjør det primære tilbakeløp, forvarmer de kalde sorberingsmiddelpartikler til en temperatur nær desorbsj onstemperaturen og samtidig kjøler den innesluttede væske som er fortrengt av primært tilbakeløp, før fortrengt væske strømmer inn i sorbsj onssonen. Dertil oppvarmes kaldt, inngående sekundært tilbakeløp ved varmeveksling med varme sorberingsmiddelpartikler som rykker frem i oppstrømsretningen ut fra desorbsj onssonen, til en temperatur praktisk talt lik desorbsj onstemperaturen og kjøler de sorberingsmiddelpartikler som strømmer til sorbsj onssonen. Den raske og praktisk talt fullstendige varmeveksling som finner sted mellom den flytende og den faste fase, er bare mulig på grunn av det store overflateareal som bringes i kontakt med den kontinuerlige, sykliske væs-kestrøm når denne møter de porøse, faste sorberingsmiddelpartikler.

Da alle lagene er innbyrdes forbundet, fra det første til det siste og fra det siste til det første lag i serien, er strømmen av væske gjennom kolonnen kontinuerlig, enn-skjønt skillelinjen mellom den fortrengte væske og fronten av den tilførte væske opprettholdes skarp og markert.på grunn av de mellomliggende rektifiserende lag av fast materiale mellom de inngående til-førte strømmer og de utgående produkt-strømmer.

Tilførte utgangsmaterialer fortsetter å strømme inn i lag nr. 1, og desorberingsmiddel fortsetter å strømme inn i lag nr.

6 i 2,5 minutter. I løpet av dette tidsrom

da lag nr. 1 mottar tilførselsblandingen, roterer fordelingssentrets ventil 1/15 av en omdreining, og etter 2,5 minutter er alle inn- og utløpspunktene blitt skiftet et lag videre i nedstrømsretningen, dvs. den til-førte utgangsblanding er skiftet til lag nr. 2, mens lag nr. 1 er rykket i oppstrømsret-ningen inn i den primære rektifikasjonssone; desorberingsmidlet føres til lag nr. 7, raffinatet tas .ut fra lag nr. 4 og sorbatet fra lag nr. 14. Etter hvert 2,5 minutters intervall skiftes inn- og utløpspunktene på-ny til de neste lag på nedstrømssiden. En driftssyklus fullføres således etter 37,5 minutter, på hvilket tidspunkt utgangsmaterialet igjen tilføres til lag nr. 1 og en ny driftssyklus tar til.

En mengde andre olefinparaffiniske blandinger, med fra 3 til 20 carbonatomer i kjeden, og spesielt blandinger som er van-skelige å separere på annen måte på grunn av nærliggende kokepunkter, såvelsom aromatisk-paraffiniske blandinger,- kan like-ledes anvendes som utgangsmaterialer. Prosessen kan også anvendes for en mengde forskjellige sorberingsmidler og adsor-beringsmidler som den faste partikkelfase. Således ble en blanding av benzen og andre høyerekokende aromatiske hydrocarboner fraskilt et paraffin med nærliggende kokepunkt i en prosess tilsvarende den ovenfor beskrevne, idet det ble anvendt et aktivert adsorberingsmiddel (kiselsyregel-sfæroider i et forsøk og aktivert trekull i et annet for-søk) som det faste kontakt- og varme veks-lingsmateriale. Tilsvarende resultater ble også oppnådd under anvendelse av partikler av aktivert trekull med selektiv adsor-beringsevne for aromater såvel som for en mengde polare forbindelser, såsom f. eks. mercaptaner, aminer og fenoler. På tilsvarende måte kan benzen, toluen og xylen ved anvendelse av den nærværende fremgangsmåte krevet på en oppløsningsmiddelek-straksjonsprosess hvor der anvendes po-røse, faste partikler innsatt med et opp-løsningsmiddel for en av komponentene som skal separeres, gjenvinnes fra en omformet bensinfraksjon (i hvilken aromatene er blandet med paraffinet) ved at denne nevnte fraksjon bringes i kontakt med en serie av absorberende lag inneholdende et meget porøst trekull (siktet til en partikkelstørrelse mellom 0,6 og 0,85 mm) inneholdende triethylenglycol i den porøse struktur. Ekstraksj onen av tilførelses-strømmen med det glycolimpregnerte trekull utføres ved en temperatur på 104°C og ved et trykk på 6,12 atmosfærer. Raffinatet som fjernes fra nedstrømsenden av absorbsjonssonen, inneholder mindre enn 0,5 prosent aromater. De selektivt ekstra-herte aromater desorberes fra det «anri-kede» absorberingsmiddel i en separat strippesone i den sykliske serie av lag ved at de oppløsningsmiddel-inneholdende ab-sorberingsmiddelpartikler (dvs. anriket absorberingsmiddel) bringes i kontakt med en avkjølt del av raffinatet som resirkuleres til lagene på nedstrømssiden av uttaks-rørlednlngen for raffinatet. Raffinatet kjø-les delvis ved intim varmeveksling med lagene av partikler i den nedtrøms desorbsj onssone og delvis ved ekstern varmeveksling. Temperaturen av desorbatet blir således tilslutt redusert til 21°C ved utløpet av strippesonen nedenfor ekstraksj onssonen. De lettere aromater gjenvinnes fra det utstrømmende kerosen-aromatiske desorbat ved fraksjonert destillasjon.

Eksempel 3.

Dette eksempel beskriver anvendelse av en modell i liten målestokk av et tyve lags apparat med en forminsket modell av den roterende ventil som er beskrevet i eksempel 1. Apparatet er modifisert for separering av en hydrocarbontilførsel, og anvendes som en separasj onsenhet for utvinning av aromatiske komponenter fra et blandet hydrocarbonutgangsmateriale, idet der som den faste fase i hvert av kolonnens lag anvendes et aktivert adsorberingsmiddel som er selektivt for aromatiske hydrocarboner (paraffiniske hydrocarboner ut-gjør raf f matproduktet). Prosessen er også en modifikasjon av den prosess som er beskrevet i eksempel 1, hva angår arten av desorbsj onen som finner sted i de to prosesser. I avsaltningsprosessen som er beskrevet i eksempel 1, desorberes saltionene som holdes tilbake av den ionegjenholdende harpiks som følge av at harpiksens temperatur økes, hvorved harpiksens kapasitet til å holde på saltionene avtar, enn-skjønt også selektiviteten av harpiksen for vann også inngår i desorbsj onsmekanismen. Nettoeffekten av at harpiksens temperatur økes i nærvær av vann, er imidlertid at der skjer en desorbsjon av ioner fra harpiksen. I den prosess som er beskrevet i dette eksempel, derimot, endres kiselsyregelens evne til å adsorbere den aromatiske adsorbat-komponent ved hjelp av en endring i selektiviteten forårsaket av en endring i adsorberingsmidlets temperatur. Kiselsyregelen blir nemlig mindre selektiv for den aromatiske hydrocarbonkomponent i utgangsblandingen ved desorbsj onstemperaturen og mer selektiv for de paraffiniske komponenter og de andre raffinatkomponenter av tilførselsblandingen.

De faste desorberingsmiddelpartikler består av 1,6 mm kiselsyregel-sfæroider fremstilt ved at kiselgursol i en tilstand av begynnende geldannelse (vannglass sur-gjort til en pH-verdi på ca. 6,8) suspende-res i et oljebad ved ca. 90°C, hvoretter de utvundne kiselsyregel-sfæroider dehydra-tiseres ved 250°C for dannelse av en porøs struktur med lav tetthet og de tørrede partikler kalsineres ved 500°C for frembrin-gelse av maksimal porøsitet og adsorber-ingsevne. Etter aktivering ved 500°C ned-dykkes de erholdte aktiverte kiselsyregel-partikler i en tilstrekkelig mengde tørt cyclohexan til å dekke partiklene og derved forhindre deaktivering av sorberingsmidlet ved sorbsj on av atmosfærisk fuktighet, mens partiklene fylles i separasj onskolonnen. Hvert av de 20 lag inneholder 14,158 liter kiselgurgelsfæroider. Gelpartiklene har et gjennomsnittlig adsorbatvolum (volum av sorbert benzen-volum av sfæroider) på 10 pst., mens volumet av tomrommene mellom adsorberingsmiddelpartiklene i hvert lag (dvs. volumet av den innesluttede væske) er omtrent 55 prosent av sfæ-roidenes totale volum.

Tilførselsmaterialet er en nafthafraksjon av et omformet bensinprodukt som inneholder 35 vektpst. benzen, 8 vektpst. methylcyclopentan, 12 vektpst. cyclohexan, 21 vektpst. n-hexan og 24 vektpst. av forskjellige forgrenede C(i-paraffiner såsom dimethylbutan og 3-methylpentan.

På et gitt trinn i prosess-syklusen til- i føres den nevnte nafthafraksjon til inn- i løpet av lag nr. 5 med en hastighet av 117 1 liter/h, ved en temperatur på 30°C og ved 20,4 atmosfærers overtrykk. Tilførselsblan-dingen strømmer oppover gjennom de sta- i sjonære lag av faste partikler og slutter seg til en væskeformig hydrocarbonstrøm som strømmer forbi innløpet til lag nr. 5. ; Denne strøm kommer i kontakt med rege- 1 nerert fast sorberingsmiddel, hvilket i virkning rykker nedover gjennom kolonnen i en simulert motstrømsbevegelse. Massen av sorberingsmiddel er anbragt i en serie av stablede, stasjonære lag i et arrangement , tilsvarende det som er vist i fig. 2.

En omløpsledning forbinder utløpet fra lag nr. 1 på toppen av kolonnen med inn-løpet til lag nr. 20 i bunnen av kolonnen. På det trinn av syklusen hvor tilførsels-blandingen føres til lag nr. 5 tas et raffinatprodukt for en dels vedkommende ut gjennom fordelingssentret fra omløpsled-ningen med en strømningshastighet på 77,7 liter/h, mens resten av raffinatproduktet fortsetter å strømme i nedstrøms-retningen til lag nr. 20 som et sekundært tilbakeløp (hvilket også tjener som et internt desorberingsmiddel) i den nedstrøms desorbsj onssone. Raffinatproduktet består av 18,2 prosent cyclohexan, 31,6 pst. n-hexan, 12,1 pst. methylcyclopentan, 1,6 pst. benzen, 36,2 pst. forgrenede isohexaner og 0,3 pst. n-pentan.

Den del av omløpsstrømmen som på det beskrevne trinn av prosessyklusen (hvor tilførselen strømmer inn i lag 5) utgjør det sekundære tilbakeløp, pumpes til innløpet av lag nr. 20 (bunnen av kolonnen) med en hastighet av 238,85 liter/h, hvilket svarer til ca. 110 pst. av balansert tilbakeløp. Strømningshastigheten av det sekundære tilbakeløp i dette forsøk er satt til 110 pst. av balansert tilbakeløp, fordi denne strøm vil tjene det sekundære tilbakeløps to funksjoner. Ved å fortsette i nedstrømsret-ningen fra den sekundære rektifikasjonssone (den neste, tilstøtende nedstrøms-sone) vil det også tjene som kilde for desorberingsmiddel. For å unngå forurens-ning av desorbatproduktet med raffinat (som utgjør den sekundære tilbakeløps-strøm) må volumet av det inngående sekundære tilbakeløp ikke overskride summen av tomromvolumet og adsorbatvolumet i det neste lag på nedstrømssiden. Da tomromvolumet er omtrent 55 pst. av totalvolumet (14,158 liter) og adsorbatvolumet er 10 pst. av totalvolumet, vil en strømnings-hastighet av desorberingsmiddel på 65 pst. iv totalvolumet av hvert lag gi en strøm-ningshastighet på 110 pst. av balansert til-oakeløp. Når denne strøm således har tjent sin hensikt som sekundært tilbakeløp, hvorved den også gjenvinner en stor del av len følbare varmemengde som er lagret i let faste absorberingsmiddel som strømmer ned fra desorbsj onssonen, oppvarmes den ytterligere for å tjene som kilde for desorberingsmiddel, idet den ikke bare fortrenger adsorbat fra adsorberingsmidlets porer men også tar plassen til den derværen-de væske mellom adsorberingsmiddelpartiklene (innesluttet væske) og skyver foran seg det fortrengte adsorbat. Følgelig forblir bare raffinatkomponenter som utgjør det sekundære tilbakeløp (og hvilke også tjener som desorberingsmiddel) som adsorbat på kiselsyregelen ved de forhøyede temperaturer i desorbsj onssonen. Etterhvert som temperaturen av adsorberingsmidlet således endres under dets simulerte bevegelse fra den relativt kalde sorbsj onssone til desorbsj onssonen med høy temperatur, endres dets selektivitet fra høy selektivitet for aromater og lav selektivitet for paraffiner i sorbsj onssonen til høy selektivitet for paraffiner og lav selektivitet for aromater i desorbsj onssonen.

Utløpsstrømmen fra den sekundære rektifikasjonssone, som er kilden for desorberingsmiddel, oppvarmes i flere trinn til de høyere temperaturer som kreves for desorbsjon.

På samme tid som tilførselsblandin-gen strømmer til innløpet til lag nr. 5, blir den strøm som forlater den sekundære rektifikasjonssone (lag nr. 19) og som er delvis oppvarmet til en temperatur på 155°C ved varmeveksling med fast adsorberingsmiddel som i virkning rykker nedover fra desorbsj onssonen med høy temperatur i en simulert bevegelse, tatt ut med en hastighet av 249,27 liter/h og ført til en varmeveksler av typen med finner og rør, i hvilken strømmen først varmeveksles med utstrømmende høytemperatur-desorbat fra nedstsrømslag nr. 8 (fra hvilket varme fordelaktig gjenvinnes før det tas ut som produkt fra prosessen) og derpå oppvarmet ytterligere i en ekstra, gassfyrt oppvarmer til det temperaturnivå som kreves i prosessens desorbsj onssone. I det første trinn av den eksterne varmeveksling, hvor desorbatet varmeveksles med utløpsstrøm-men fra lag nr. 19, strømmer desorbatvæske ved 205°C til den ene ende av varmevekslingsenheten samtidig med at utgående

strøm fra lag 19 strømmer til den andre ende. Ved den resulterende varmeveksling

heves temperaturen av utløpssstrømmen fra lag 19 (desorberingsmidlet) fra 155°C til 185"C. I det annet trinn av varmevekslingen, hvor utløpsstrømmen fra det første trinn oppvarmes ytterligere i en gassfyrt varmeveksler, heves temperaturen av desorberingsmidlet ytterligere til 220°C. Ved denne temperatur føres strømmen tilbake til kolonnen, nemlig til innløpet av lag nr. 17. Den utgående, varmevekslende de-sorbatstrøm fra varmevekslerenheten som ble anvendt i nevnte første trinn og som nu er avkjølt til 160°C, tas ut fra prosessen og avkjøles ytterligere i en vannavkjølt varmeveksler som et desorbatprodukt som vil bli nærmere beskrevet nedenfor.

Desorbatstrømmen, som nu har et trykk på 20,4 atmosfærer og en temperatur på 220°C, strømmer med en hastighet av 249,27 liter/h (hvilket representerer et forhold desorberingsmiddel/sammenslåtte tomromvolum og absorbatvolum på 1/1 eller 110 pst. av balansert tilbakeløp), inn i lag nr. 17 og fortsetter å strømme i ned-strømsretningen (oppover) mot de «nedad-gående» faste sorberingsmiddelpartikler.'

Etterhvert som desorberingsmidlet strømmer i nedstrømsretningen gjennom serien av lag inneholdende kiselsyregel-adsorberingsmidlet og etterhvert som raf-finathydrocarbonene som utgjør desorberingsmidlet fortrenger det adsorberte benzen fra adsorberingsmidlets porer ved den relativt høye temperatur av strømmen av desorberingsmiddel, møter desorberingsmidlet faste partikler som blir stadig rikere på adsorbert benzen.

Utløpsstrømmen fra nedstrømslag nr. 8 tas for en dels vedkommende ut som desorbatprodukt og denne del utgjør det netto aromatiske produkt fra prosessen. Strømmen fjernes fra prosessen med en hastighet på 39,3 liter/h og har en renhet på 98 pst., hvilket representerer et utbytte på 96,2 vektpst. av det benzen som tilføres i utgangsblandingen.

Utløpsstrømmen fra lag nr. 8 tas imidlertid ikke i sin helhet ut som adsorbatprodukt, idet en strøm som svarer til 120 pst. av balansert tilbakeløp med en hastighet av 209 liter/h fortsetter å strøm-me som primært tilbakeløp til nedstrøms-lag nr. 7 som rykker frem i en simulert motstrømsbevegelse relativt til den flytende strøm. Ved den resulterende varmeveksling heves også temperaturen av adsorberingsmiddelpartiklene til 180°C før de sistnevnte rykker ned i desorbsj onssonen med høy temperatur. Dessuten fortrenger desorbat-tilbakeløpet til lag nr. 7 den væske som opptar tomrommene mellom sorberingsmiddelpartiklene og erstatter den med væske av den sammensetning som vil bli tatt ut fra utløpet fra lag nr. 7 etter det neste skifte av inn- og utløpspunkter til og fra kontaktkolonnen.

Ennskjønt det primære tilbakeløp undergår partiell varmeveksling med det faste adsorberingsmiddel, blir ikke varmevekslingen tilstrekkelig i de antall lag som i praktiske tilfelle kan anordnes i den primære rektifikasjonssone, til at temperaturen av den kontinuerlig strømmende væske kan reduseres til innløpstemperatu-ren for utgangsblandingen. Strømme som forlater det siste lag av desorbsj onssonen ved en temperatur på 150°C (lag nr. 7) tas følgelig ut fra kolonnen og føres til en varmevekslerenhet inneholdende spiraler gjennom hvilke det sendes vann med at-mosfæretemperatur for å redusere temperaturen av det primære tilbakeløp til omtrent 30°C, hvilken temperatur tilsvarer innløpstemperaturen for utgangsblandingen. Det varmevekslede primære tilbake-løp strømmer derpå via fordelingssentret til innløpsrøret for tilførselen til lag nr. 5. Da utløpsstrømmen fra lag nr. 7 hovedsakelig består av utgangsmaterialer som har fylt tomrommene mellom kiselsyrepar-tiklene i egenskap av innesluttet væske før innløpet for tilførselen ble flyttet til lag nr 5, og nu kjøles til innløpstemperaturen for de tilførte utgangsmaterialer, blandes den innesluttede væske som fortrenges av det primære tilbakeløp, med de inngående utgangsmaterialer uten at de likevektsforhold som opprettholdes i kolonnen forstyrres.

Ved hjelp av den ovenfor beskrevne simulerte motstrømsbevegelse av adsorberingsmidlet relativt til det kontinuerlig strømmende medium i kontaktkolonnen og som følge av varmeveksling mellom det primære tilbakeløp og kaldt adsorberingsmiddel i prosessens primære rektifikasjonssone og mellom det kalde sekundære til-bakeløp (raffinat som føres til den sekundære rektifikasjonssone) med varmt adsorberingsmiddel i den sekundære rektifikasjonssone, gjenvinnes ca. 78 pst. av den varmemengde som' kreves for desorbsj onen og som ellers ville ha gått tapt.

I det foregående forsøk ble en væske bestående av raffinatkomponentene eller de minst adsorberte komponenter av til-førselsblandingen anvendt som desorberingsmiddel for å fortrenge selektivt adsorbert benzen fra partiklene av kiselgur-adsorberingsmiddel. Denne type drift, som må sees som en utførelsesform av fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen, er bare egnet fordi adsorberingsmldlets selektivitet endres med temperaturen, således at denne er større for aromatiske hydrocarboner enn for nafthiniske, isoparaffiniske og n-paraffiniske hydrocarboner ved lav temperatur men mindre for aromatiske hydrocarboner enn for de nevnte raffinat-hydrocarboner ved høyere temperaturer. Følgelig kan et paraffinisk hydrocarbon som utgjør det utstrømmende raffinat fra prosessens kalde adsorbsj onssone også virke som desorberingsmiddel og fortrenge tidligere adsorberte aromatiske komponenter fra adsorberingsmidlet når det oppvarmes og bringes i kontakt med adsorberingsmidlet som har porene fylt med den aromatiske komponent. Temperatursvingnings-syklusen som hører med i den nærværende prosess, er derfor spesielt egnet ved anvendelse av den ovenfor omtalte adsorbsj ons-og desorbsj onsmekanisme som er basert på en endring av adsorberingsmidlets selektivitet med endringer i temperaturen.

Eksempel 4.

I dette forsøk anvendes et apparat tilsvarende det som er beskrevet i eksempel 2, for ekstraksj on av aromater fra en omformet petroleumtilførsel ved hjelp av et porøst, fast adsorberingsmiddel innsatt med et glycoloppløsningsmiddel som det gjen-vinnende middel for aromatene. Ved siden av å virke som en ekstraksjonsenhet, virker prosessen også som en varmevekslingsenhet for gjenvinning av den varmemengde som inneholdes i raffinatproduktet, hvorved en større del av den varmemengde som inneholdes i utløpsstrømmen fra absorbsjonssonen, gjenvinnes og overføres til den faste partikkelfase, derfra gjenvinnes ved hjelp av en primær tilbakeløpsstrøm og så å overføres til kaldt adsorberingsmiddel før sistnevnte rykker inn i prosessens absorpsjonssone. Et fortynningsmiddel bestående av n-hexan blandes med tilførselsblandingen og blir en del av det utstrømmende raffinat, fra hvilket det fraskilles ved fraksjonering, n-hexan tilføres også til prosessen som desorberingsmiddel ved en lav desorbsjonstemperatur. Eksternt tilført n-hexan har mere fordelaktige de-sorberende egenskaper enn raffinatkomponentene' av tilførselsblandingen.

Apparatet som anvendes i dette for-søk, består av en vertikal kolonne med 20 serieforbundne stasjonære lag av trekullpartikler (0,7—2,0 mm) innsatt med et oppløsningsmiddei inneholdende en 5 pst. vandig oppløsning av triethylenglycol. Partiklene, som er fri for overflødig væske, inneholder 80 vektpst. av den vandige gly-col. Hvert lag inneholder 14,158 liter partikler. 28 pst. av totalvolumet, eller 3,967 liter pr. lag, utgjøres av tomromvolumet. Et fordelingssenter for det strømmende medium, av samme roterende-ventiltype som den beskrevet i eksempel 1, er forbundet med kolonnen.

En ekstra varmevekslingsenhet drives sammen med den ovenfor omtalte separasj onsenhet for å forvarme tilførselsblan-dingen til separasj onsenhetens absorb-sjonssone. Varmevekslingsenheten tilføres det varme, utstrømmende raffinat fra se-parasjonsenheten som høytemperaturvæs-ke. Den del av raffinatet som anvendes som sekundært tilbakeløp, varmeveksles med det kalde, faste absorbsjonsmiddel i prosessens sekundære rektifikasjonssone. Uten anvendelse av hjelpevarmevekslingsenhe-ten ville en større del av den varmemengde som inneholdes i raffinatet, bli fjernet fra systemet og gått tapt. Det faste absorberingsmiddel inneholdende absorberte aromater kjøles i desorbsj onssonen. Ved av-kjølingen avtar absorberingsmidlets kapasitet for det oppløste materiale, og de bi-sykliske aromater som er absorbert i de trietylenglycol-innsatte trekullpartikler trer ut fra glycoloppløsningsmidlet etterhvert som det rike oppløsningsmiddel i ab-sorberingsmiddelpartiklene avkj øles.

Tilførselsblandingen inneholdende de bicykliske aromater er en fraksjon av en hydro-omf ormet kerosenf raks jon som har et kokeområde på 210—250°C og inneholder de følgende hydrocarbontyper:

Hver volumdel av denne tilførselsblan-ding fortynnes med ca. tre volumdeler n-hexan og n-hexanet fraskilles fra raffinat-strømmen ved fraksjonering, hvoretter det resirkuleres til det trinn i prosessen .hvor det blandes med de tilførte utgangsmaterialer. Den tilsatte hexanfortynningsmiddel øker volumet av raffinatet og gjør separasjonen mer selektiv.

En kald strøm av desorberingsmiddel (n-hexan) anvendes for å kjøle det absorberingsmiddel som er anriket på aromater, hvilken strøm minsker absorberingsmidlets kapasitet for det oppløste materiale og frigjør de absorberte aromater fra den faste fase. Tilførselsblandingen av kerosen og hexan ved 21 °C og et overtrykk på 1 6,8 atmosfærer oppvarmes ved midler som i vil bli beskrevet nedenfor til en tempera- i tur på 121°C og tilføres deretter i en meng- i de av 478,31 liter pr. time (dvs. en total mengde av 1957,02 liter/h omfattende 1478,71 liter/h n-hexan-fortynningsmiddel) til innløpet til lag nr. 1 på toppen av en vertikal separasj onskolonne med 20 stasjonære lag av det ovenfor beskrevne faste absorberingsmiddel, gjennom et fordelingssenter tilsvarende det som er beskrevet i eksempel 1, og som regulerer omskiftningen av inn- og utløpspunktene til og fra separasj onskolonnen overensstem-mende med et på forhånd oppsatt skjema for å skaffe en simulert motstrøms bevegelse av de faste partikler relativt til den flytende fase. Den kontinuerlig flytende strøm strømmer nedover gjennom kolonnen, mens inn- og utløpspunktene fra væsken skiftes gjennom serien av lag, fra toppen til bunnen av kolonnen, hvorved der skaffes en simulert motstrøms bevegelse av den stasjonære, faste adsorberings-middelfase relativt til væskestrømmen. Mens blandingen av tilførsel og fortynningsmiddel ledes, til innløpet av lag nr. 1, tas en raffinatstrøm ut ved utløpet av. lag nr. 7.. Da raffinatet inneholder alt n- hexanet tilsatt som fortynningsmiddel til tilfør-selen, som kan resirkuleres til prosessen, fraksjoneres raffinatutløpsstrømmen for å skille en toppfraksjon med kokepunkt 70° C fra en bunnfraksjon som utgjøres av raffinat og som tas ut fra prosessen. Dette produkt (348,25 liter/h) inneholder mindre enn 2 vektpst. aromatiske komponenter, n-hexanet som tas ut som. toppfraksjon (1 478,71 liter/h), resirkuleres til innløpet for det tilførte utgangsmateriale for fortsatt anvendelse som fortynningsmiddel for utgangsmaterialet.

En del av raffinatstrømmen som ut-gjør 95 pst. av balansert tilbakeløp og tilsvarer en volumhastighet på 908,48 liter/h, føres forbi utløpet for raffinatet. som sekundært tilbakeløp og får strømme til det neste, tilstøtende lag (lag nr. 8),. hvorved det bringes raffinat av 114° C inn i ned-strømlagene som i virkning rykker frem i oppstrømsretningen fra den kalde desorbsj onssone. Ved varmeveksling av den fortrengte, innesluttede væske som strømmer i nedstrømsretningen med de kalde absor-beringsmiddelpartikler, bringes væsken til en. temperatur på 33°C, idet den når inn-løpet av lag nr. 11 inneholdende desorberingsmiddel.

En strøm av resirkulert n-hexan-desor-

aeringsmiddel gjenvunnet fra det utstrøm-mende desorbat fra prosessen tilføres med en strømningshastighet på 3 volumdeler n-hexan pr. volumdel aromater i tilførselen, (dvs. med en hastighet på 417 liter/h) ved 6,8 atmosfærer og 21 °C til- innløpet av det 11.te lag på nedstrømssiden av innløpet,

for .tilførselsblandingen. Desorbat bestående av en blanding av n-hexan-.desorberingsmiddel og absorbat bestående av bi-sykliske, aromatiske hydrocarboner tas ut. fra utløpet av det 16.de lag på nedstrøms-siden ved en temperatur på 22° C og.føres til en fraksjoneringskolonne fra hvilken toppfraksjon bestående av n-hexan (som resirkuleres til innløpet for desorberingsmiddel) gjenvinnes fra absorbatnafthale-lenene. Det sistnevnte produkt, som utvin-, nes som bunnfraksjon fra kolonnen i en mengde av 193,3 liter/h, består av naftha-ien og methylnafthaleri inneholdende mindre enn 1 vektprosent raffinat-forurensninger.

Samtidig med de ovennevnte operasjo-ner ledes en primær tilbakeløpsstrøm bestående av en del av desorbatblandingen (n-hexan og nafthalener) forbi utløpet for desorbatet og får resirkulere til det neste tilstøtende nedstrømslag nedenfor utløpet for desorbatet, dvs. til lag nr. 17 nedenfor 'innløpet for tilførselsblandingen.

Mengden av det primære tilbakeløp avpasses således at der skaffes en volume-trisk strømningshastighet på 110 pst. av balansert tilbakeløp eller 1048,5 liter/h. Det primære tilbakeløp strømmer inn i lag nr.

18 fra innløpet for tilførselsblandingen og

[fortrenger innesluttet væske mellom ab-^sorberingsmiddelpartiklene, og den fortrengte væske fra lag nr. 8 fortrenger i sin 'tur innesluttet væske fra lag nr. 19. idet

den relativt kalde strøm av primært til-bakeløp varmeveksles med de faste partikler etterhvert som de relativt varme partikler, i virkning, rykker frem i opnstrøms-retningen fra absorbsjonssonen. Den uttatte strøm fra lag nr. 20 forlater bunnen ,av kontaktkolonnen som en omløpsvæske iiried en strømningshastighet på 96 liter/h og strømmer til toppen av det første lag fabsorbsjonssonen). I mangel av varmetil-førsel fra en ekstern kilde til den primære rektifikasjonssone (lag nr. 17—20 i den tid blandingen av tilførte utgangsmaterialer og fortynningsmiddel tilføres til innløpet av lag nr. 1) ville utløpsstrømmen fra lag nr.

20 ha strømmet til absorbsj onssonen med

en temperatur på 85° C og ville således ha strømmet til sistnevnte med en temperatur 36° C lavere enn den temperatur ved hvilken absorbsj onssonen er ment å skulle

drives (121° C). Fordi innføringen av ut-løpsstrømmen fra den primære rektifikasjonssone i absorbsj onssonen ved en temperatur på 85° C ville redusere tempera-

turen av tilførselsblandingen for meget,

tas den fortrengte væskestrøm som forla-

ter utløpet fra lag 18 ut fra kolonnen ved 81° C og forvarmes i en gassfyrt varmeveksler som hever strømmens temperatur til 127° C. Den fortrengte væske fra lag 18, oppvarmet til 127° C, strømmer til inn-

løpet til lag 20 og forlater bunnen av lag 20 ved 121° C, hvoretter den slåes sammen med tilførselsstrømmen når denne ved 121°

C mates inn på toppen av lag nr. 1.

Inn- og utløpspunktene for strømmene

til og fra kolonnen skiftes hvert 15.de se-

kund, hvilket svarer til ca. 5 minutter pr.

syklus av den kombinerte varmevekslings-

og separasj onsprosess.

Claims

1. Fremgangsmåte ved behandling av væsker eller gasser, ved hvilken en fly-

tende strøm fremføres kontinuerlig i én retning gjennom en stasjonær masse av faste partikler med varmeutvekslingskapa-sitet, en første væske eller en første gass kontinuerlig føres inn ved et inntakspunkt i den sirkulerende strøm, et første avløp taes ut fra den sirkulerende strøm ved et første uttakspunkt på nedstrømssiden av inntakspunktet, et annet avløp taes ut fra den sirkulerende strøm ved et annet uttakspunkt på nedstrømssiden av det første uttakspunkt og på oppstrømssiden av inntakspunktet, en annen væske eller en annen gass eventuelt innføres i en sirkulerende strøm ved et annet inntakspunkt på nedstrømssiden av det første uttakspunkt og på oppstrømssiden av det annet uttakspunkt, og inntaks- og uttakspunktene periodisk og i like store steg flyttes frem langs strømningsbanen i nedstrømsretnin-gen, karakterisert ved at der i forskjellige avsnitt av den stasjonære partikkelmasse kontinuerlig opprettholdes to temperaturyttergrenser, nemlig en maksi-maltemperatur og en minimaltemperatur i praktisk talt konstant avstand fra hverandre langs strømningsbanen, og ved at man samtidig a) fører den første væske eller den første gass inn i den sirkulerende strøm ved den ene av temperaturyttergrensene, b) endrer temperaturen av den sirkulerende strøm ved direkte varmeutveksling med en del av den stasjonære partik- kelmasse til den annen temperaturytter grense som opprettholdes på et sted i strømningsbanen på nedstrømssiden av det første uttakspunkt og på oppstrømssiden av det annet uttakspunkt, og c) påny innstiller temperaturen av den sirkulerende strøm praktisk talt på den første temperaturyttergrense ved direkte varmeutveksling med den del av den stasjonære partikkelmasse som ligger på nedstrømssiden for den første væske eller den første gass.

2. Fremgangsmåte ifølge påstand 1, karakterisert ved at den første Væske eller den første gass føres inn i den sirkulerende strøm ved den nedre temperaturyttergrense, og at endringen av temperaturen av den sirkulerende strøm til den øvre temperaturyttergrense understøttes ved indirekte varmeoverføring til den sirkulerende strøm ved et punkt på ned-strømssiden av det første uttakspunkt og på oppstrømssiden av det annet uttakspunkt.

3. Fremgangsmåte ifølge påstand 1, karakterisert ved at den første væske eller den første gass innføres i den sirkulerende strøm ved den nedre temperaturgrense, og at endringen av temperaturen av den sirkulerende strøm til den øvre temperaturyttergrense understøttes ved innføring av den væske eller den annen gass ved praktisk talt den øvre temperaturyttergrense.

4. Fremgangsmåte ifølge påstand 1, karakterisert ved at den første væske eller den første gass ved den nedre temperaturyttergrense innføres i den sirkulerende strøm, og at dennes gjeninnstil-ling på praktisk talt den nedre temperaturyttergrense understøttes ved indirekte bortføring av varme fra den sirkulerende strøm på et sted som ligger på nedstrøms-siden av det annet uttakspunkt og på opp-strømssiden av inntakspunktet for den første væske eller den første gass.

5. Fremgangsmåte ifølge påstand 1, karakterisert ved at den første væske eller den første gass innføres i den sirkulerende strøm ved den øvre temperaturyttergrense, og at endringen av temperaturen av denne til den nedre temperaturyttergrense understøttes ved innføring av den annen væske eller den annen gass ved en lavere temperatur enn temperaturen av avløpet fra det første uttakssted.

6. Fremgangsmåte ifølge påstand 1, karakterisert ved at den første væske eller den første gass innføres i den sirkulerende strøm ved den øvre temperaturyttergrense, og at dennes gjeninnstil-ling på praktisk talt den øvre temperaturyttergrense .understøttes ved indirekte var-meoverføring til den sirkulerende strøm ved et punkt på nedstrømssiden av det annet uttaksted og på oppstrømssiden av inntakspunktet for den første væske eller den første gass.

7. Fremgangsmåte ifølge påstand 1 eller 2, karakterisert ved at en væske som inneholder ioniserte bestanddeler, innføres ved det første inntakspunkt i strømningskretsen, at ioniserte bestanddeler overføres til den stasjonære masse i avsnittet fra det første inntakspunkt til det første uttakspunkt og at varme over-føres fra de faste partikler til omløps-væsken, at væske med lavere ioneinnhold og høyere temperatur enn begynnelsesvæs-ken taes ut ved det første uttakspunkt, at der fra partikkelmellomrommene i en annen del av den stasjonære masse (den annen rektifiseringssone) på nedstrømssiden fortrenges væske ved hjelp av omløpsvæske uttatt fra sorpsj onssonen, idet varme ved direkte kontakt overføres fra partiklene til den gjennomstrømmende væske, at de faste partikler i det tilstøtende avsnitt på ned-strømssiden av den annen rektifiseringssone desorberes av tilbakeløpsvæske ved den øvre temperaturgrense, at avløpsvæske med høyere ioneinnhold enn begynnelses-væsken og av høyere temperatur enn av-løpet fra sorpsj onssonen taes ut fra desorpsjonssonen på nedstrømssiden av sonen med den øvre temperaturgrense, at væske fortrenges fra partikkelmellomrommene ved hjelp av tilbakeløpsvæske som fra desorpsjonssonen strømmer gjennom den gjenværende del av den stasjonære masse, mens dens temperatur reduseres til tilnærmet den nedre temperaturyttergrense ved direkte varmeutveksling med partiklene i den gjenværende rektifiseringssone, og at alle inntaks- og uttakspunkter flytter frem i innbyrdes konstante avstander når den del av partikkelmassen i den annen rektifiseringssone som ved denne fremflytning omdannes til sorbsj onssone, har nådd hovedsakelig varme- og ionekonsentrasjonslikevekt med det første væskeavløp eller når den del av partikkelmassen i den første rektifiseringssone, som ved denne fremflytning omdannes til desorpsj onssone, hovedsakelig var nådd varme- og ionekonsentrasjonslikevekt med det annet væskeavløp.

8. Fremgangsmåte ifølge påstand 7, karakterisert ved at strømnings-hastigheten av den i den annen rektifiseringssone strømmende væske innstilles på fra 100 til 250 pst., fortrinnsvis fra 110 til 140 pst., av væskemengden i hulrommene mellom de partikler som ved den neste fremflytning av inntaks- og uttakspunktene vil danne sorpsj onssonen.

9. Fremgangsmåte ifølge påstand 7, karakterisert ved at strømnings-hastigheten av den til den første rektifiseringssone resirkulerte væske innstilles på omtrent 100 pst. eller fortrinnsvis litt mer enn 100 pst. av volumet av væsken i hulrommene mellom de partikler som ved den neste fremflytning vil danne desorpsjonssonen.

10. Fremgangsmåte ifølge hvilken som helst av påstandene 7—9, karakterisert ved at tilbakeløpsvæsken i et avsnitt av desorpsjonssonen umiddelbart på oppstrømssiden av det annet uttakspunkt ved direkte varmeutveksling med de faste partikler avkjøles til en temperatur ved hvilken den fra det annet uttakspunkt ut-strømmende væske har en på forhånd bestemt, høyere ionekonsentrasjon enn be-gynnelsesvæsken.

11. Fremgangsmåte ifølge påstand 1, karakterisert ved at en strøm-ningsdyktig blanding som inneholder en selektiv sorberbar bestanddel, ved den nedre temperaturgrense innføres ved det førs-te inntakspunkt i den stasjonære sorberingsmiddelmasse, hvor bestanddelen ab-sorberes i avsnittet som strekker seg fra det første inntakspunkt til det første uttakspunkt, og at der fra det første uttakspunkt taes ut en raffinatstrøm, mens en annen strøm av avløpet ledes inn i den tilstøtende sorberingsmiddelmasse på nedstrømssiden, at varme overføres fra de faste partikler til denne delstrøm og at samtidig væsken i hulrommene mellom sorberingsmiddelpartiklene fortrenges i den på nedstrøms-siden tilstøtende desorpsj onssone, som holdes på høyere temperatur enn sorpsj onssonen og fortrengningssonen, at sorbert bestanddel i denne overføres til til-bakeløpsvæsken, at der tilføres varme til en strøm som flyter gjennom et midlere avsnitt av desorpsjonssonen, og at den oppvarmede strøm behandles med en partikkelmasse ytterligere lenger ned i desorpsjonssonen, hvorved der overføres varme til partiklene, og den sorbatinneholdende væske avkjøles til en temperatur innenfor området som avgrenses av den i sorpsj onssonen opprettholdte nedre temperaturyttergrense og den i desorpsjonssonen opprettholdte øvre temperaturgrensen, at en del av desorbatet taes ut ved det annet uttakspunkt, mens den gjenværende del av desorbatet » ledes1 inn i den gjenværende partikkelmasse, at: innesluttet væske i hulrommene r partikkelmassen fortrenges fra denne,'mens der samtidig overføres varme til sorberingsmiddelpartiklene,. at avløpet fra denhe'sone ved hovedsakelig den nedre temperaturyttergrense ledes til sorberings-sonens- innløp, og at inntaks- og uttakspunktene' langs strømningsbanen for den sirkulerende, strøm flyttes frem når den del av partiklene i rektifiseringssonen som ved denne fremflytning går over til å. virke som desorpsj onssone; hovedsakelig har nådd varme- og desorbatlikevekt med desorpsj onssoneavløpet. ; 12: Fremgangsmåte ifølge påstand 11, karakterisert vedrat der samtidig med-innføringen av. den flytende- blanding på det første inntakspunkt ved.praktisk talt den nedre temperaturyttergrense, innføres en annen væske eller en annen gass: som desorberingsmiddel i desorpsj onssonen ved det annet inntakspunkt praktisk talt ved den øvre temperaturyttergrense. 13. Fremgangsmåte ifølge påstand 11 eller 12, karakterisert ved at en hydrocarbonblanding som inneholder en aromatisk-bestanddel, ved den nedre tem-, peratury-ttergrense innføres ved det første inntakspunkt i et fast sorberingsmateriale bestående av aktivert kiselsyre, aktivert kull eller aktivert, leirjord. 14; Fremgangsmåte ifølge påstand 11 eller -12, karakterisert ved. at, en blanding av uforgrenede og forgrenede organiske forbindelser ved den nedre temperaturyttergrense innføres ved det første inntakspunkt i et molekylsilsorberingsmid-del som er bestandig overfor den øvre temperaturyttergrense og, som har . gjenholdel-seskapasitet for de uforgrenede bestanddeler. ■-15. Fremgangsmåte ifølge påstand 1,.karakterisert v,e d • at en strøm-ningsdyktig blanding. ■ som inneholder en selektiv sorberbar bestanddel, innføres ved den ' øvre temperaturyttergrense ved det første -innløp til en stasjonær sorberings-middelsone; hvor den. selektivt sorberbare bestanddel tilbakeholdes ved den forhøyede temperatur; at en del av, de ikke tilbake-holdte bestanddeler av blandingen. uttas som- raffinat på det første uttakspunkt, mens samtidig- den- gjenværende del ledes til-den-på nedstrømssiden tilstøtende sor-beringsmiddelsone, .hvor ivæske fortrenges fra -hulrommene, mellom de- faste partikler og varme overføres fra væsken til de. f aste partikler; at avløpet- fra denne sorberings- middelsone ledes inn i det på nedstrøms- siden tilstøtende masseavsnitt, hvilket i • egenskap av desorpsj onssone holdes på en lavere temperatur enn absorpsjonssonen, at samtidig den flytende fase i desorpsjonssonen bringes i kontakt med et ytterligere lenger ned på nedstrømssiden beliggende del av de faste partikler som har lavere temperatur enn den som hersker ved innløpet til desorpsjonssonen, at en del av desorbatet efter varmeutveksling taes ut fra den stasjonære masse ved det annet uttakspunkt praktisk talt ved den nedre temperaturyttergrense, mens den gjenværende del av desorbatet innføres i den gjenværende partikkelmasse, at samtidig innesluttet væske i hulrommene mellom de faste partikler i det gjenværende avsnitt fortrenges og strømmen påny oppvarmes før den taes ut i den ende av absorpsj onssonen som ligger lengst i nedstrøm, og at ;inntaks- og uttakspunktene langs strøm-ningsbanen flyttes frem i nedstrømsret-ningen når den del av partiklene som derved går over til å danne desorpsjonssonen, i det vesentlige har nådd varme- og desorbatlikevekt med avløpet fra desorpsj onssonen, eller den del av partiklene som ved denne fremflytning går over til å danne sorpsj onssonen, i det vesentlige har nådd varme- og raffinatlikevekt.' 16. Fremgangsmåte ifølge påstand 15, karakterisert ved at der som stasjonær partikkelmasse anvendes et porøst ;adsorpsjonsmiddel som er impregnert med-et selektivt oppløsningsmiddel for den selektivt sorberbare bestanddel. 17. Fremgangsmåte' ifølge påstand 15 eller 16, ka rakterisertvedat strøm-ningshastighéten av fortrengningsvæsken er lik summen av hulromvolumet av den' del av partikkelmassen som strekker seg frå innløpet til fortrengningssonen til det neste utløp på nedstrømssiden, og volumet av de på nevnte del av partikkelmassen til-bakeholdte bestanddeler. 18. Fremgangsmåte ifølge hvilken som helst av påstandene 15—17, karakterisert ved at der benyttes en strømnings-hastighet av tilbakeløpsvæsken som er større enn den mengde som kreves til fortrengning ay den innesluttede væske mellom,.partiklene i fortrengningssonen, som ved den neste fremflytning av inntaks-og, .uttakspunktene går over til å danne desorpsj onssonen.