NO801100L - Fremgangsmaate for lufting av blandinger som inneholder faste stoffer. - Google Patents

Description

De kjente metoder for.masseoverforing av,en forholdsvis liten gassmengde til et forholdsvis stort væskevolum ved, agitering av hele væsken innebærer uunngåelig irreversibel omdanning av mekanisk energi til varmeenergi ved viskositétsnedbrytning ("viscous dissipation"). Omfanget av dette nedbrytningstap er avhengig av væskens viskositet. Er viskositeten lav, blir viskositetsnedbrytningen liten. Dette forhold er felles for de fleste awanns-behandlingsanlegg hvor de totale faststoff-konsentrasjoner er lave i det innkommende avvann, f.eks. 0,01 vekt-%, og viskositeten av væske-faststoff-blandingen ligner vannets. Men det er kjent at viskositeten av den resulterende blanding oker eksponentielt, når væskens faststoff-konsentrasjon oker. Ved konvensjonelle masseoverforingsprosesser som omfatter hele væskens agitasjon vil den effektive inngangs-energi som går tapt som folge av viskositétsnedbrytning ved okende faststoffkonsentrasjoner folgelig-stige tilsvarende og er skjematisk illustrert i fig. 1. Problemet blir akutt ved avvann som inneholder minst 2,5 vekt-% faststoffer, da slikt avvann ikke bare har hoy viskositet, men også viser en psevdoplastisk atferd.

Som vist i fig. 1, benyttes den tilforte akselkraft ved kjente lufteanordninger får å bevirke indre massebevegelse av væsken 1, som nedbrytes vesentlig ved den turbulente kaskade-prosess og fremkaller masseoverforing. Ved en væske med lav viskositet, et avvann med lav total mengde av suspenderte faststoffer, vil energien som går tapt som folge av viskositétsnedbrytning være forholdsvis liten. Omfanget av viskositétsnedbrytning er angitt av den vertikale forskyvning i fig.

1. Ved hoyere viskositet (avvann med stor total mengde av suspenderte faststoffer), vil nødvendigheten av massiv bevegelse av væsken 2 for å bevirke masseoverforing medfore et langt storre energitap ved viskositétsnedbrytning og et mindre effektivt luftesystem. Det ville derfor være fordelaktig å unngå den massive overforing ved bevegelsesblanding, samtidig som samme grad av masseoverforing ble opprettholdt. I dette tilfelle ville akselkraften omdannes direkte til det nodvendige ar-beid for masseoverforing ved noe som ville svare til en en-tr inns energikaskade 3. Fig. 1 synes å tyde på at det ikke ville forekomme viskosit.etsnedbrytningstap. Dette representerer åpenbart et ideelt tilfelle.Men hvis viskositetstapene kan gjores så små at diagrammet i det vesentlige representerer en virkelig situasjon, kan kravet til lufting tilfredsstilles ved forholdsvis .lav krafttetthet.

Et formål med foreliggende oppfinnelse er å tilveiebringe en luftemetode for psevdoplastiske væske-faststoff-blandinger, som fremmer gassopplosning ved i det vesentlige en en-trinns kaskade.

Et annet formål med oppfinnelsen er å tilveiebringe en slik luftemetode, som erkarakterisert vedbetydelig lavere, kraft-tettheter énn det hittil har vært oppnådd i slike blandinger.

Enda et formål med foreliggende oppfinnelse er å tilveiebringe en slik fremgangsmåte for lufting, som kan gjennomfores med rimelig og dog pålitelig utstyr.

Oppfinnelsen har også til hensikt å tilveiebringe en fremgangsmåte for lufting som er hensiktsmessig ved aerob nedbrytning av psevdoplastisk avvanns-slam og som fremmer en hoy grad av gassopplosning ved forholdsvis lave krafttettheter.

Oppfinnelsen vedrorer en fremgangsmåte for lufting av en psevdoplastisk væske-faststoff-blanding med hoy faststoffkon-sentrasjon, som avvannsslanru

En forenklet kraftbalanse på en gassboble som stiger i en newtonsk væske tyder på at stigningshastigheten står i et direkte forhold til boblestorrelsen og i et omvendt forhold til væskens viskositet. Med andre ord vil kombinasjonen av små bobler og hoy viskositet oke boblens oppholdstid sterkt. En 6k-ning av boblenes oppholdstid har positiv innflytelse på masse-overf or ingsha st igheten. Folgelig kan man vente at enkel diffu-sjon av små gassbobler på kjent måte kan gi en hensiktsmessig overforing. Men en væske med hoy faststoff-konsentrasjon, som kloakkslam, er et ikke-newtonsk psevdoplastisk materiale. I forbindelse med denne beskrivelse betegner uttrykket "psevdoplastisk materiale" et materiale der viskositeten varierer omvendt til skjærspenningsverdien, som f.eks. omtalt i Transport Phenomenon, Bird, Steward og Lightfoot, John Wiley & Sons, Inc. 1960, s. 11-13. Når boblen stiger opp gjennom en slik blanding, vil dens kjolvann folgelig ha lavere effektiv viskositet enn væskemassen. Etter en tids drift vil boblene derfor tendere til effektiv dannelse av et sett av'tunneler" med effektivt lavere viskositet i blandingen. I disse "tunneler" oker hastig-heten av bbblesammenvoksing, slik at boblestorrelsen oker, hvilket sammen méd den lavere effektive viskositet vesentlig reduserer boblens oppholdstid og masseoverforingshastigheten.

Ved fremgangsmåten ifolge oppfinnelsen kan man fullt ut utnytte de potensielle fordeler ved de okede viskositetsegen-skaper av den tykke væske-faststoff-blanding, samtidig som man unngår komplikasjonene som folger av dens psevdoplastiske egen-art. Bobler som sproytes inn i beholderbunnen blir gjentatte ganger skåret over med intervaller, idet de stiger i karet, slik at dannelsen av "tunnelene" med lav viskositet hindres. Den gjennomsnittlige boblestorrelse forblir liten og den effektive viskositet hoy, slik at man oppnår hoyere masseoverforings-verdier. Alt dette oppnås så å si uten krafttap som folge av væskens viskositet, idet boblekutteorganene utelukkende er utformet for å kutte bobler, samtidig som både aksial og radial pumping unngås.

Mer spesielt vedrorer foreliggende oppfinnelse en fremgangsmåte for kontinuerlig lufting.av en psevdoplastisk væske-faststoff-blanding med hoy faststoff-konsentrasjon, dvs. en total faststoff-konsentrasjon på minst 2,5 vekt-% i et luftekar, som er forsynt med minst en vertikalt dreibar aksel, som er forbundet med minst to boblekutteorganer, som er koplet til akselen og hver omfatter minst to symmetrisk anbrakte, utadragende armer som danner en boblekutteenhet. Denne fremgangsmåte erkarakterisert ved(a) at karet har en ekvivalent hoyde H til et ekvivalent diameter forhold H/D mellom 0,5 og 5,0, (b) at boblekutteenheten har en maksimal ekvivalent armlengde r og at hvert boblekutteorgan har en ekvivalent armfrontbredde W, slik at w/r forholdet er mindre enn 0,1; (c) en maksimal ekvivalent systemarmlengde R, slik at den maksimale ekvivalente systemarmlengde R er minst 25% av karets ekvivalente diameter D og at (d) boblekutteorganene har vertikal avstand fra hverandre på den vertikalt dreibare aksel, slik at forholdet mellom den ekvivalente armfrontbredde W bg kutteorganenes vertikale avstand S ligger mellom 0,005 og 0,04. Fremgangsmåten er ogsåkarakterisert ved(e) oppadrettet innsproyting av luftegassbobler ved nedre ende av karet på et flertall radiale posisjoner med der radien for ytterste posisjon er minst 40% av den maksimale ekvivalente armlengde r, slik at gassboblene som stiger i væske-faststoff-blandingen passerer gjennom en vesentlig del av det område som sveipes av boblekutteorganene; (f) dreining av den Vertikale aksel, slik at det opprettes et konstant nivå av turbulensintensitet i hvert boblekutteorgans plan, samtidig som akselkrafttettheten holdes under 1,5 aksel-hp/3785 liter kapasitet av karet; (g) de stigende gassbobler gjentatte ganger kuttes ved hjelp av roterende armer til bittesmå gassbobler og (h) i det minste innsproytingen, av gassbobler (e) og dreiningen (f) fortsettes, slik at oppholdstiden i blandingen blir minst

15 min.

Den "kar-ekvivalente diameter" D, som nevnt, bestemmes etter folgende ligning (1) der A svarer til karets aritmetiske middel-tverrsnittsareal (fra topp til bunn) og N svarer til antallet boblekutteenheter i karet.

Angivelsen "ekvivalent hoyde" H refererer seg til den aritmetiske middel-dybde av væske-faststoff-blandingen i karet.

Betegnelsen "maksimal ekvivalent armlengde." r av boblekutteenheten refererer seg til den aritmetiske middel-lengde av den lengste av "to utadragende armer" (i tverr-retning av karet) på en boblekutteenhet, der armene for forskjellige boblekutteorganer kan ha forskjellig lengde.

Betegnelsen "ekvivalent armfrontbredde" W refererer seg til den aritmetiske middel-frontbredde av hver arm på boblekutteorganene.

Betegnelsen "maksimal ekvivalent systemarmlengde".R frem-kommer endelig ifolge ligning (2), hvor telleren svarer til summen av kvadratene av den maksimale ekvivalente armlengde r for hver kutteenhet i karet, og hvor nevneren N igjen er antallet boblekutteenheter i karet

Dersom lufteenheten f.eks. omfatter tre boblekutteorganer hver med utadragende armer med forskjellig lengde, er den maksimale ekvivalente .armlengde r basert på den aritmetiske middel-lengde av de to boblekutteorganer med de lengste armer i tverretning, perpendikulært på den dreiende aksels akse.

Normalt vil de roterende armer av en spesiell kutteenhet ha samme langde, slik at tverravstanden mellom de ytre spisser på hver arm er 2R og minst 50% av den karekvivalente diameter D. Men dersom armene av en spesiell boblekutteenhet har forskjellig lengde, er den maksimale ekvivalente armlengde r den aritmetiske middel-lengde for de to armer av en slik boblekutteenhet med storst lengde i tverretning, perpendikulært på den dreiende aksels akse.

Oppfinnelsen kan også benyttes for kar med multiple vertikal-aksel-boblekutteenheter anbrakt i karet på forskjellige steder i karets tverretning. Dette kari være onskelig, dersom karet ér for stort til å sikre tilfredsstillende lufting med bare en kutteenhet, eller det kan foretrekkes bruk av to eller flere mindre kutteenheter i stedet for en enkelt storre enhet. I dette tilfelle må hver kutteenhet ha minst to symmetrisk anordnede, utadragende armer med en maksimal ekvivalent armlengde r som medforer at den maksimale systemekvivalente armlengde R er minst 25% av den kar-ekvivalente diameter D.

For gjennomforing av oppfinnelsen med flere kutteenheter bestemmes den maksimale ekvivalente armlengde R for systemet igjen av ligning (2) og den kar-ekvivalente diameter D bestemmes av ligningen (1). Som nevnt, måvden maksimale systemekvivalente armlengde R være minst 25% av den kar-ekvivalente diameter D. På tilsvarende måte må det ekvivalente hoyde H/ekviva-lent diameter D-forhold H/D være mellom 0,5 og 5,0. Endelig må forholdet mellom den ekvivalente frontbredde W av hvert boblekutteorgan på en boblekutteenhet og den maksimale ekvivalente armlengde r for hver boblekutteenhet w/r være under 0,1. Dette utforelseseksempel avviker fra det utforelseseksempel der det bare benyttes en enkelt kutteenhet i et gitt kar. I sistnevnte tilfelle er den maksimale ekvivalente armlengde r identisk med

den maksimale systemekvivalente armlengde R.

I tegningen viser

fig. 1 et blokkskjema som illustrerer driftsegenhetene ved anordninger av kjent type og anordninger ifolge oppfinnelsens fremgangsmåte»

fig. 2 en skjematisk gjengivelse av et apparat som omfatter en dreibar gass-spreder.som kan drives ifolge oppfinnelsen,

fig. 3 . en skjematisk, isometrisk gjengivelse av et annet apparat som omfatter en stasjonær gassdiffusjonsring som kan benyttes ved gjennomforing av oppfinnelsen,

fig. 4a, 4b og 4c detaljerte, skjematiske gjengivelser.av tre typer av boblekutteorganer som egner seg for gjennomforing av oppfinnelsen,

fig. 5a og 5b skjematiske snitt-tegninger, dvs. lengde-hhv. tverrsnitt av et gasslufteapparat som er særlig hensiktsmessig for gjennomforing av oppfinnelsen i kar med forholdsvis store hoyde/diameter-, H/D forhold,

fig. 6 et diagram, som viser kraftforbruk som en funksjon av overflatehastighet av en kjent marin propell og luftemetoden ifolge foreliggende oppfinnelse.

I fig. 2 sees et kar for slamlufting som omfatter en bunn 20, sidevegger 21 og 22, en bakvegg 23 og en ikke vist front-vegg. Andre karformer, som sirkulære kar, kan benyttes. En eller flere av veggene kan også være jordvegger. Karet fylles med psevdoplastisk væske-faststoff-blanding som kloakkslam,med en total faststoff-konsentrasjon.på minst 2,5 vekt-%. Forholdet mellom ekvivalent hoyde H og ekvivalent diameter D, H/D, av karet må være mellom 0,5 og 5,0. Fortrinnsvis er dette forhold i området 1,0 til 3,0.

En vertikal, dreibar aksel 24 er anordnet slik at den strekker seg dypt ned i karet og en gass-spredningsenhet 25 er forbundet med navet 26. Spredningsenheten kan være en konven-sjonell roterende spreder av kjent type, f.eks. som beskrevet i US patentskrift 3 775 307. Den omfatter radialt forlopende, hule sprederarmer 27 med gassåpninger. Den roterende spreder 25 tilfredsstiller fortrinnsvis dimensjonskravene til boblekutteanordningen, som er nodvendig for gjennomforing av oppfinnelsen og danner en slik anordning i tillegg til sin funksjon som lufteanordningens innsproytningsorgan for gassbobler. Akselen 24 er hul og gassen innfores gjennom gassledningen 28 til anordningen 24 ved hjelp av dreiekoplingen 29. Den andre ende av koplingen 29 er koplet til motoren 30 via reduksjonsutveks-lingén 31.

En skumbryter 32 er fortrinnsvis anordnet på akselen 24 og kan f.eks. bestå av en turbin med skråstilte skovler av kjent konstruksjon. Ved gjennomforing av fremgangsmåten viser det seg at det er en tendens til dannelse av forholdsvis stabilt skum 33. Skumbryteren 32 skal hindre at dette skum vokser til et nivå som kan være brysomt.

I avstand ovenfor gass-spredningsenheten 25 er en forste boblekutteanordning 35 festet til akselen 24 ved hjelp av navet 36. Kutteanordningen har åtte symmetrisk anbrakte,, utadragende armer 37. Ettersom den roterende spreder 25 virker som den andre av de minst to boblekutteanordninger ved dette spe-sielle utfdrelseseksempél, er den inkludert i beregningen av verdien for den maksimale ekvivalente armlengde r og folgelig av verdien av systemets maksimale ekvivalente armlengde R som må svare til forholdet R> 0,25 D. Armene 27 og 37 er utfort med en slik frontbredde W at forholdet mellom W og den vertikale avstand S mellom kutteanordningene er mellom 0,005 og 0,04.

For at den bevegelsesblanding som boblekutteanordningen fremkaller skal reduseres til et minimum, gjores forholdet mellom kuttearmens frontbredde W og den maksimale ekvivalente armlengde r fortrinnsvis så lite som praktisk og strukturelt mulig, f.eks. mindre enn 0,02. Armene 27 og 37 er således fortrinnsvis lange og tynne. Det vil være innlysende at en okning av karet og folgelig av boblekutteanordningens diameter medforer en okning av den absolutte frontbredde W av hensyn til den trukturelle enhetlighet. For tiden ligger ovre grense for tankdiametre til bruk for aerob nedbrytning av slam i en enkelt tank på 4,57 m. Denne verdi er basert på den antatte påvirk-ningssone av en boblekutteanordning med en diameter på 3,65 mp som antas å være den absolutt storste storrelse som vil ligge innenfor det foretrukne w/r forhold, samtidig som den er strukturelt tilfredsstillende.

Fortrinnsvis er den absolutte storrelse av den ekvivalente armfrontbredde W også liten, dvs. under ca. 38,1 mm, slik at den væskepumping som uunngåelig gjennomfores av de roterende armene reduseres til et minimum. Armene 27 og 37 er fortrinnsvis lett buet bort fra rotasjonsretningen for ytterligere reduksjon av væskepumpingen og for at langstrakte gjenstan-der som tråder eller filler ikke skal sette seg fast på armens kutteflate. Slike materialer ville oke armenes motstand og energiforbruket.

Rotasjonen av akselen 24 med forholdsvis stor periferi-hastighet forer til at armene 27 og 37 ved direkte sammenstot kutter de grove gassboblene som stiger fra spredningsenheten til meget fine bobler. Disse boblene fortsetter deretter å stige i det vesentlige fritt mot væskeoverflaten 38. Dessuten oppretter kuttearmene 27,37 meget små hvirvelstrommer av en storrelse som ligner de stigende gassboblers storrelse. Disse hvirvélstrommene vil også skjære de stigende gassboblene. Dette resulterer i en meget hoy grad av masseoverforing.

I det apparat som er vist i fig. 3, blir gass innsproytet gjennom en stasjonær diffusjonsring 140 nær bunnen 120. Diffusjonsringen kan f.eks. bestå av et porost keramisk legeme (som vist) eller kan alternativt være et smultringformet ror med perforeringer i innbyrdes avstand. Gass fores til diffusjonsringen 140 gjennom ledningen 141. Ved dette apparat er det anordnet et deksel 142 over gassvolumet 143 over væskenivået 138, idet det antas at luftegassen er rent oksygen og at det er onskelig å gjenvinne ubrukt luftegass for resirkulasjon. Dette kan oppnås ved hjelp av en toppledning 144 og en gass-resirkule-ringskompressor 145. Alternativt ell,er i tillegg kan fersk luftegass innfores til ledning 141 gjennom ledningen 146 og dennes ventil 147. Brukt gass luftes fra gassvolumet 143 gjennom ledning 148 og dennes ventil 149 i avstand fra resirkuleringsenhe-ten 144.

Ettersom gass-diffusjonsringen 140 er stasjonær, virker

den ikke som boblekutteorgan i tillegg. Derfor er det for gjen-nomføring av foreliggende oppfinnelse festet to boblekutteanordninger 132a og 135b med innbyrdes avstand på akselen 124.

Den vertikale avstand mellom anordningene, S, og kuttearmenes frontbredde W er dimensjonert slik at forholdet W/S ligger mellom 0,005 og 0,04, som tidligere omtalt. Det skal bemerkes at boblekutteanordningene 132a og 135b hver omfatter fire symmetrisk anordnede armer 137a og l37b. Valget av antallet og dimensjonene, for slike armer vil være enkelt for fagfolk. I sin videste forstand krever oppfinnelsen bare to slike armer for hver kutteanordning.

I apparatet som er vist i fig. 3 er akselen 124 også utstyrt med en turbin 132 med skråstilte skovler, som har samme virkning som skumbryteren 32 i apparatet som er vist i fig. 2. . Men turbinen 132 avviker noe fra den tidligere omtalte, idet den er anbrakt på et nivå som svarer til væskeoverflaten 138 i stedet for ovenfor denne. Anordningen er utfort slik at den massive bevegelsesblanding reduseres til et minimum i overens-stemmelse med oppfinnelsens formål. Ikke desto mindre virker anordningen på kjent måte, idet den kaster grove væskedråper radialt ut fra akselens 124 akse for derved å hindre dannelse av et stabilt skum. Fig. 4 viser flere typer av boblekutteanordninger 235 som er hensiktsmessige for gjennomforing av oppfinnelsen. I fig.4a består de utadragende armene av tynne, sirkulære stenger 237a„ Når anordningen 235a roteres i pilens retning, vil sidene av stengene 237a som vender mot rotasjonsretningen danne kuttefla-ten. Som illustrert er den ekvivalente arm-frontbredde W sten-genes 237a diameter. Fig. 4b illustrerer lange, tynne, flate blader 237b som utadragende armer for boblekutteanordningen 235b, i likhet med konstruksjonen som er illustrert i fig. 2 og 3. Fig. 4c illustrerer en tynn, perforert plate 235c som boblekutteanordning, med vifteformede blader 237c, som er forbundet med steg 250, og danner de utadragende armer. Når platen 235c roteres i pilens retning, vil den side 251 av platen som vender mot rotasjonsretningen danne boblekutteflaten med bred-den W. Fig. 5a og 5b illustrerer et apparat som er spesielt egnet for gjennomforing av oppfinnelsen, når karets forhold mellom hoyde og bredde er forholdsvis hoyt og/eller den psevdoplastiske væske-faststoff-blanding som skal luftes er forholdsvis

viskos. Luftegassen innfores i apparatet gjennom den roterende aksel 324 og tommes i nedre ende av karet, gjennom den roterende fire-arms spreder 354, som er anbrakt ovenfor enden 353.. Fire boblekutteanordninger 335a-335d har jevn innbyrdes avstand i akselens lengderetning og er festet til akselen 324. Hver boblekutteanordning har to lange, tynne armer som rager utad og har 180° avstand. Armene på nærliggende boblekutteanordninger er innbyrdes forskutt 90°. Antivirvleplater 355 er festet til karets innervegg med innbyrdes mellomrom i karets tverr-retning og rager radialt innover.

Ved fremgangsmåten ifolge oppfinnelsen og anvendelse av apparatet ifolge fig. 5, vil boblene som stiger fra karets nedre ende gjentatte ganger kuttes i bittesmå bobler når de trer inn i kutteanordningenes 354, 335a, 335b, 335c og 335d påvirk-ningssoher.

Ved utformningen av et apparat for gjennomforing av foreliggende oppfinnelse, foreligger et valg hår det gjelder antallet kuttearmer som bor brukes for en spesiell boblekutteanordning, likesom når det gjelder antallet boblekutteanordninger som bor brukes på en aksel (boblekutteenhet). En enkelt kuttearm som roterer med konstant hastighet vil medfore en bestemt pumpevirkning, bruke en bestemt energimengde, generere en bestemt turbulens, kutte en gitt gassboblemengde og til slutt fore til en bestemte masseoverforingsmengde. Utokning med enda en kuttearm for en boblekutteanordning vil generelt oke hver enkelt av de nevnte virkninger. Som man kunne vente, er den absolutte endring av disse virkninger som folge av anordning av ytterligere en kuttearm ikke en konstant faktor, og det vil til slutt nås en grense, hvor tillegg av ytterligere en kuttearm ikke vesentlig oker driftseffekten av en boblekutteanordning. Det fins videre sannsynligvis en foretrukket balanse mellom okt kuttevirkning og kraftforbruk for hver praktisk utfo-relse av oppfinnelsen, som det er mulig å fastslå ved eksperi-ment.

Den psevdoplastiske væske-faststoff-blanding som skal luftes vil påvirke antallet kuttearmer som bor brukes i boblekutteanordningene på grunnlag av blandingens viskositet. Et viktig hensyn er at skjæreintensiteten (boblekutteanordningens omdrei ningshastighet) som kreves for en mest mulig effektiv gjennom-føring av oppfinnelsen, vil påvirkes av de lokale boblestig-ningshastigheter. Boblestigningshastigheten er en funksjon av gass-tilforselshastigheten og gasstilforselsarealet, men også av blandingens viskositet. Når viskositeten av blandingen oker, vil også formmotstanden (form drag) på de stigende gassbobler oke og tendere til å redusere boblenes stigningshastighet. Ved en gitt rotasjonshastighet og gitte lufteforhold (luftehastig-het og lufteareal), kan folgelig færre kuttearmer benyttes på

en boblekutteanordning til bruk i en forholdsvis mer viskos blanding enn på en boblekuttéanordning til bruk i en forholdsvis mindre viskos blanding for oppnåelse av samme boblekutte-evne. Alternativt kan kutteenheten ved samme konstruksjon av boblekutteanordningen og ved konstante lufteforhold roteres med lavere hastighet i den mer viskose blanding enn samme enhet i en mindre viskos blanding for oppnåelse av samme boblekutte-evne.

Et annet viktig hensyn er at den.kraft som kreves for å dreie en kuttearm er en direkte funksjon av formmotstanden som fremkalles ved bevegelse av kuttearmen gjennom blandingen. Omfanget av denne formmotstand påvirkes også av blandingens viskositet. For et gitt kraftforbruk er det folgelig mulig å ro-tere en gitt boblekutteanordning med storre omdreiningshastighet i en mindre viskos blanding enn i en mer viskos blanding. For å oppnå tilsvarende kraftforbruk ved en gitt omdreiningshastighet, må boblekutteanordningen for den mer viskose blanding dermed ha færre kuttearmer enn en anordning for en mindre viskos blanding. Av disse grunner er det nodvendig eller onskelig med færre kuttearmer på en kutteanordning som skal brukes i en mer viskos blanding enn på en anordning for en mindre viskos blanding. På grunnlag av det som her er sagt, hevdes det at det i en meget viskos blanding (som kloakkslam med en total faststoff-konsentrasjon over 3,5 vekt-%) ikke er nodvendig eller onskelig med mer enn fire kuttearmer. I en mindre viskos blanding skulle mer enn åtte kuttearmer ikke være nodvendige eller onskelige.

Som nevnt ovenfor, har man også valget av.å benytte ytterligere kuttearmer i form av flere boblekutteanordninger, i ste det for bare å oke antallet kuttearmer på en anordning. Ved utforelser der hoyde/bredde forholdet (H/D) for luftekaret er forholdsvis hoyt, vil ytterligere kuttearmer normalt kunne utnyttes bedre, dersom de tilfoyes i form av ekstra boblekutteanordninger i stedet for at det brukes flere utadragende armer på eksisterende boblekutteanordninger. Det er i dag ikke noyak-tig.kjent hvordan utformingen for et gitt luftekar bor optima-liseres med hensyn til antallet og utformingen av boblekutte-ahordningene. Men man antar at optimalisering primært vil være en funksjon av karets dybde. Når karet blir dypere, bedres luf-teeffektiviteten og kraftutnyttelsen sannsynligvis ved at et antal boblekutteanordninger anbringes med innbyrdes avstand og hver gis et gitt antall armer, i stedet for at samme antall armer anbringes på færre anordninger. Vanlig praksis i forbindelse med oppfinnelsen er å anbringe B boblekutteanordninger med jevn innbyrdes avstand på akselen, der B fortrinnsvis ligger i det område som defineres ved ligning (3):

der H svarer til den ekvivalente hoyde (middels væskeblandings-dybde) i luftekaret og D svarer til luftekarets ekvivalente diameter. Den endelig valgte utforming vil i stor grad avhenge av den tilgjengelige akselkraft og væskens viskositet. Væskens viskositet har stor innflytelse på gassforsinkelsen ("holdup").

Som tidligere nevnt, er det også mulig å bruke flere boblekutteenheter i et gitt kar. Denne mulighet er viktig, når det nodvendige behandlingsvolum er så stort at det krever flere enkeltkar for passende behandling. Bruk av en enkelt tank med flere boblekutteenheter kan være okonomisk sterkt å foretrekke fremfor flere enkeltkar.

Kraftforbruket til bevegelse av de utadragende armer av

en spesiell boblekutteanordning gjennom en væskeblanding skyldes i forste rekke formmotstand ("form drag"). Dette gjelder især staver og blad. Det er tidligere antydet at storrelsen av dette kraftforbruk og derfor storrelsen av motstanden står i direkte forhold til boblekutteenhetens w/r forhold. Et hoyt W/r forhold tyder på stor formmotstand og stort kraftforbruk

for boblekutteenheten. Et lavt w/r forhold som kreves i forbindelse med oppfinnelsen, gir lav formmotstand og lavt kraftforbruk. Tidligere kjente skovl- eller vingelufteanordninger ble nominelt utformet med et W/r forhold på ca. 0,30 til 0,40, mens W/r forholdet ved oppfinnelsen ligger under 0,1 og fortrinnsvis under 0,02. Oppfinnelsen gir en hoy grad av gassopplosning ved forholdsvis lav krafttetthet under 1,5 standard hestekrefter/ 3785 1 karkapasitet.

Det ekvivalente H/D forhold mellom 0,5 og 5,0 representerer et optimalt område som utbalanserer de rivaliserende elemen-ter av okonomi og masseoverforingshastighet. Generelt er det slik at en okning av H/D forholdet for et kar forer til okning i masseoverforingen som folge av okning av den gjennomsnittlige bobleoppholdstid. Men for at en slik okning skal realiseres., pådrar man seg ikke uvesentlige omkostninger som folge av end-ringen av karets utformning.. Dersom en anordning f.eks. er utformet for å gi en dags oppholdstid for en kontinuerlig tilfort stromning med en stromningshastighet på 189 266 l/dag, kreves et karvolum på 189 266 1. Er dette volum anordnet i en enkelt tank med et H/D forhold på ca. 1,75, vil tanken ha en diameter på nesten 5,2 m og en hoyde på ca. 9 m. Hvis det derimot velges et H/D forhold = 10, er tankdiameteren redusert til 2,9 m, mens tankhoyden er okt til 28,9 m. Denne endring betyr en drastisk okning av den nodvendige aksellengde, oker vanskelighetene ved overhaling av karets indre og blandeanordningene, oker omkost-ningene for væskepumping og oker dermed som ventet hele karets pris. I et stort kar, der det benyttes mer enn en skjæreanord-ning, tyder verdier av et ekvivalent H/D over 5 på at det benyttes for mange skjæreanordninger i, tanken. I den andre.enden av skalaen betyr et H/D under 0,5 at karets dybde er for liten for den mest fordelaktige utnyttelse av den effektive okning av små boblers oppholdstid som folge av den okte åpenbare viskositet av blandingen med stor faststoff-konsentrasjon. I den tidligere nevnte anordning vil en tank med et H/D forhold på ca. 1,0 ha en karhoyde på 6,217 m, mens karhoyden ved et H/D forhold på 0,25 vil bli redusert til 2,668 m. Denne endring vil også på en uheldig måte oke det overflateområde som karet opptar. Det ekvivalente H/D forhold ligger fortrinnsvis i området 1,0 til 3,0.

Den 25% lavere grense for anordningens maksimale ekvivalente armlengde for boblekutteenheten som en funksjon av karets ekvivalente diameter representerer, den minste væske-gåss-kontaktflate som antas å være nodvendig for tilstrekkelig behandling i --et gitt kar. Med en maksimal ekvivalent armlengde^under 25% av karets ekvivalente diameter, ville det bli mindre enn 25% volumutnyttelse av luftekaret. Fortrinnsvis er det. minst 50% volumutnyttelse, hvilket krever en ekvivalent armlengde R på minst 35% av karets ekvivalente bredde D.

W/r forholdet for hver boblekutteanordning er et av de pa-rametre som har storst innflytelse på omfanget av bevegelsés-blandingen som forårsakes av rotasjonen av den hoye kutteanordning. Ettersom oppfinnelsen går ut på å unngå all bevegelsesblanding, er dette forhold gjort så lite som strukturelt mulig. Det er i alle tilfelle under ca. 0,10. Hoye verdier for w/r forholdet forer til en merkbar mengde radial og/eller aksial pumping, som i en væske med hoy viskositet medforer et for stort krafttap som folge av viskositétsnedbrytning. I tillegg til krafttapet okes også formmotstanden av boblekutteanordningen ved hoyere verdier av w/r. Jo storre formmotstanden er, desto storre blir det totale kraftbehov. W/r forholdet holdes fortrinnsvis under ca. 0,02.

W/r forholdet er mellom 0,005 og 0,04. En verdi for w/r forholdet over 0,04 tyder på at boblekutteanordningene har for liten innbyrdes avstand. Jo mindre avstand mellom nærliggende boblekutteanordninger, desto storre hydraulisk gjensidig påvirk-ning blir det mellom de nærliggende kuttearmer. Dette oker de bevegelsesmessige effekter under, drift og leder til storre viskositetsnedbrytningstap. Virkningen eir lik den som forårsakes av en okning av w/r forholdet. En for hoy verdi av W/S medforer også unodig krafttap. Boblekutteanordningens funksjon er å sikre at boblene kuttes til mindre bobler for boblesammen-smelting og bobletunneldannelse dominerer. Ved at boblekutteanordningene anbringes for nær hverandre, blir de stigende bobler kuttet mer enn nodvendig for å oke de fordeler som man i en. sterkt viskos, psevdoplastisk væske oppnår ved gjentatt reduksjon av boblestorrelsen. Hvis W/S forholdet på den annen side er for lavt, vil tunneldannelse og bobiesammensmelting begynne å dominere og kontakteffektiviteten reduseres. Et forej-trukket område for W/S forholdet er mellom 0,009 og 0,025.

I trinn (e) er krafttettheten begrenset under ca. 1,50 standard hénstekrefter/3785 1 kapasiteten av karet. Verdier over dette ;nivå vil bare oke den kraftmengde som brukes uten merkbar okning av gassutnyttelsen. I nedre ende, må krafttettheten være tilstrekkelig til å dreie akselen for at kuttefunk-sjonen skal gjennomfores og luftemetoden skal omdannes fra hovedsakelig gass-spredning. Krafttettheten vil gjerne være over ca. 1,10 s.hestekrefter/ 3785 1 karkapasitet.

Som tidligere nevnt, har kjent teknologi på området ha-sert seg på en to-trinns energi-kaskade for masseoverfbring der en masseblanding av væsken gjor opplost gass tilgjengelig for hele væskemassen. Det er beskrevet to måter på hvilke den massevise væskebevegelse leder til dette resultat. Forst og fremst kan de konvenktive strbmninger lede injisert gass til væskemassen, hvorpå den gradvise nedbrytning av disse strbmninger til små hvirvelstrbmmer påvirker gassboblene, slik at masseoverfbring finner sted. Dessuten kan de konvektive .strbmninger fore tidligere opplost gass, som f.eks. er fremkalt ved en meget lokalisert kuttevirkning, til væskemassen. Hver av disse lbsninger lider under en iboende ineffektivitet, som skyldes viskositetsnedbrytningen. Som nevnt er denne ineffektivitet direkte knyttet til væskens viskositet. I viskose væs-ker vil ethvert forsbk på å sette væsken i bevegelse således koste stor innsats, ettersom konveksjonstrinnet raskt brytes ned av viskositetsvirkningen. Folgelig bor to-trinns energi-kaskaden unngås, og ifolge oppfinnelsen oppnås masseoverfbring i hele væskemengden direkte i en målestokk av små hvirvelstrbmmer. Av de ovenfor anfbrte grunner, blir luftebobler injisert i nedre ende av karet på et flertall radiale posisjoner der radien for ytterste posisjon er minst 40% av den maksimale ekvivalente lengde av boblekutteenheten, slik at gassboblene som stiger i væske-faststoff-blandingen passerer gjennom en betydelig fraksjon av det område som sveipes av boblekutteanordningene. Ettersom man ifolge oppfinnelsen med fordel unngår enhver merkbar væskepumping eller bevegelsesblanding for å sikre at gassen bringes i intim kontakt med hele karets væskeinnhold, vil innføringen av gassbobler over en radial avstand som er mindre enn 40% av den maksimale ekvivalente armlengde resulte-re i en. utilstrekkelig grad av lufting ved et rimelig kraftforbruk. Gassboblene innfores fortrinnsvis over en radial avstand som ér-minst 75% av den maksimale ekvivalente armlengde r. For å sikre at dem maksimale mengde gassbobler som stiger fra gassinnsproytingsorganene blir gjort tilgjengelig for væsken, er det nodvendig at boblekutteanordningene forsynes med kuttearmer som sveiper et areal som er i det minste likeverdig méd gassinnsproytingsarealet.

EKSEMPEL 1

Ved en eksperimentserie ble en lufteanordning i likhet med den som er vist i fig. 2.testet i ledningsvann med hen-blikk på kraftkarakteristika. Testkaret var én 97,79 cm dyp, sylindrisk tank med en innvendig diameter på 55,88 cm og en skrånende bunn. Gassinnsproytingsanordningen omfattet en roterende to-arms spreder med en diameter på 30,48 cm, som var påsatt enden av en hul aksel og hadde en ekvivalent frontarm-bredde. W på 0,635 cm. Sprederenheten var anbrakt nær proveka-rets bunn og virket også som en nedre boblekutteanordning. 30,48 cm ovenfor den kombinerte spreder og nedre boblekutteanordning var en ovre boblekutteanordning påsatt samme aksel. Sistnevnte hadde fire 20,32 cm lange radialt utadragende armer med en 90° innbyrdes avstand og hver med en frontbredde på 3,17 cm. Den maksimale ekvivalente armlengde r, likesom anordningens maksimale ekvivalente armlengde R var således 17,78 cm ved denne boblekutteenhet. Forholdet W/r for ovre og nedre boblekutteanordninger var 0,914 og 0,457. I tillegg, og som vist i fig.

4b, var hver kuttearm buet bort fra ^akselens rotasjonsretning

for ytterligere reduksjon av væskepumping og ansamling av rusk. Lufteenheten var også utstyrt med en turbin med skråstilte blad med 45,161 cm diameter som overflatelufteanordning for oppbryt-ning av skum. Turbinen hadde 45° skråstilling.og 6,452 cm

frontbredde og bunnen av denne turbin var anbrakt 96,774 cm ovenfor ovre boblekutteanordning. Under testing lå væskenivået like undér turbinen (null nedsenkning). Karet var også utstyrt med fire 19,355 cm brede ledeplater, som med 90° innbyrdes avstand raget fra like over vannnivået i karet til like over. den

roterende spreder. Ytterkanten av ledeplatene var anbrakt nær ytre ende av kuttearmene. Rotasjonshastigheten var 375 omdr./ min.

For sammenligning ble en konvensjonell/nedsenket lufteanordning også testet i ledningsvann og aktivert slam med 2 vekt-% faststoffer i samme kar. Denne anordning omfattet ikke noen overflatelufteanordning og besto bare av en to-arms spreder med 38,710 cm diameter, anbrakt 180,645 cm under vannspei-let og en marin propell med 38,710 cm diameter, anbrakt 29,031 cm ovenfor sprederen. Propellen skyver vannet aksialt ned mot to-arms sprederen. Dens omdreiningshastighet var 400 omdr./min. og det ble samlet data om kraftforbruket.

Fig. 6 er et diagram som viser den konvensjonelle anord-nings ytelse i aktivert slam med 2 vekt-% faststoffer (kurve A) og i ledningsvann (kurve B), mens kurve C viser ytelsen av anordningen ifolge fig.. 2 i ledningsvann. I diagrammet er forholdet av kraftforbruk i den gasstilforte type og kraftforbruket i den ikke gasstilforte type (kraftforhold) inntegnet som en . funksjon av luftegassens overflatehastighet (cm pr. min.)

Kurve C viser at anordningen ifolge fig. 2 i det vesentlige er ufolsom overfor overflatehastigheten. Det sees en mindre nedgang i kraf tf orholdet ved hoyere overf latehas.tigheter, men dette kan snarere skyldes en endring i intensiteten av gass-væskeblandingen enn flommingsfenomenet ("flooding"). Flomming er det fenomen, hvor propellen blir omgitt av et stasjonært gasshylster og kraftforbruket av akselen avtar brått. Samtidig avtar også masseoverforingen abrupt. Som vist ved ledningsvann-data i kurve B for den kjente anordning, ble denne utsatt for flomming i ledningsvann ved en gasstilforselshastighet i området 0,061 cm/min. Det er i realiteten over 20% forskjell i kraftforholdet ved de hoyere overflatehastigheter mellom anordningen ifolge fig. 2 og den kjente anordning i ledningsvann. Det skal bemerkes at denne sammenligning er konservativ, idet en anordning, gjerne vil flomme ved lavere gasstilforselshastighet ved lavere omdreiningshastigheter. Dersom den kjente anordning Var blitt drevet med samme omdreiningshastighet på 375 omdr./min. som anordningen ifolge fig. 2, ville flomming ha funnet sted ved en enda lavere overflatehastighet.

Ved en sammenligning av kurvene A og B, vil man av fig. 6 også kunne utlese at den kjente anordning virker betydelig mindre effektivt (når det gjelder kraftforbruk) når den benyttes til lufting av en blanding av væske og faststoffer med 2 vekt-% faststoffer, enn ved ledningsvann. Skjont anordningen ifolge fig. 2 ikke ble testet med en væske-faststoff-blanding ifolge oppfinnelsen, har andre prover vist at kraftforbruket ved luftemetoden ifolge oppfinnelsen er mindre påvirket av en okning i overflatehastigheten. Med andre ord skjer flomming ved betydelig hoyere overflatehastigheter ved gjennomforing av fremgangsmåten ifolge oppfinnelsen enn ved kjente metoder. Man kan med andre ord overfore det nodvendige oksygen for tilfredsstillelse av et bredere område av oksygenopptak uten at det oppstår en alvorlig nedgang i driftseffektiviteten.

EKSEMPEL 2

Anordningen ifolge fig. 2, som ble beskrevet i eksempel 1, ble brukt i eksperimenter for gjennomforing av oppfinnelsen for kontinuerlig lufting av aktivert slam utledet fra kloakkvann. Tabell A angir anordningens nokkelparametre:

Driftsdata for awannnedbrytning med denne anordning og ved bruk av 99% oksygen (volum) luftegass var som folger:

Det er . kjent at aerob nedbrytning av awannsslam skjer raskere ved forhoyede temperaturer. Når temperaturen stiger fra 35°C, avtar de mesofile mikroorganismene og de termofile former oker. Temperaturområdet 45-75°C betegnes ofte som det termofile område/der termofile bakterier er i overvekt og de fleste mesofile er utryddet. Ovenfor dette område avtar de termofile og ved 90°C blir systemet i det vesentlige sterilt. På grunn av den hurtigere oksydering av slammet oppnår dé termofile bakterier en mer fullstendig fjernelse av biologisk nedbrytbare, flyktige, suspenderte faststoffer enn det ved samme nedbrytningsperiode kan oppnås ved omgivelsestemperatur. Det oppnås en mer stabil rest, som kan deponeres uten vanske-lighet. Det rapporteres at termofil nedbrytning effektivt dre-per eller eliminerer patogene bakterier i slammet/slik at man unngår potensiell helsefare i forbindelse med deponering av slammet.

Det er også kjent at den biokjemiske reaksjon ved aerob nedbrytning av swann er en eksoterm reaksjon. I dette eksempel okte temperaturen av det tilforte slam betydelig under■nedbryt-ningen, dvs. fra 13,5 - 24/0°C til 53/5 - 60/0. Dette tyder på at fremgangsmåten var særdeles effektiv når det gjelder jevn fordeling av oksygenluftegassen i væske-faststoff-blandingen, slik at den eksoterme reaksjon kunne skje raskt og varme opp blandingen til det onskede termofile område.

EKSEMPEL 3

For eksempel 2 ble gjennomfort, ble samme.nedbrytningskar brukt med den nedsenkede marine propellanordning som omtalt i eksempel 1/til aerob nedbrytning av avvann med 99% oksygen (volum-%) . -'Data om gasskraftforbruk fra eksperimenter, av denne generelle type er inkludert i kurve A i fig. 6. Driftsdata fra disse eksperimenter var som folger:

Forste test ble gjennomfort ved en lavere faststoff-konsentrasjon og lengre oppholdstid enn i andre periode. Men forskjellen i oppholdstid er forholdsvis liten, slik at man innenfor eksperimentvariasjonen kan anta at data ble samlet etter samme gjennomsnitts oppholdstid. Det skal bemerkes at resultatene fra forste proveperiode med hensyn til den prosent-vise reduksjon av flyktige faststoffer er bedre enn de som ble oppnådd i andre proveperiode ved den hoyere faststoff-konsentrasjon, dvs. at anordningen fungerte' bedre ved de lavere fast-stof f-konsentrasjoner. Dette resultat skyldes den marine pro-pellanordnings flommingsegenskaper.

I fig. 6. viser kraf tf orholdskurven for den kjente anordning ved 2 vekt-% faststoffer at anordningen flommes ved en overflatehastighet på ca. 0,027 m/min. Dersom.overflatehastigheten må være over 0,027 m/min. for tilforsel av det nodvendige oksygen til den biologiske prosess ved 2% faststoff-konsentrasjon, vil anordningen drives i flommet tilstand og driftseffektiviteten av luftemetoden ville reduseres. Ettersom kloakkslams

oksygen-opptakshastighet vil oke ved okende faststoff-konsentrasjoner og således kreve storre gasstilforselshastigheter,

kommer de fysiske begrensninger av lufteanordningen og de biologiske krav av kloakkslammet i konflikt. Med andre ord vil det ved okende faststoff-konsentrasjoner i slammet nominelt kreves en hoyere overflatehastighet for tilforsel av tilstrekkelig luftegass til luftekaret, slik at slammets oksygenbehov tilfredsstilles. Den nedsenkede lufteanordning tenderer til flomming ved tilsvarende lavere overflatehastighet.I realiteten virker den nedsenkede propellanordning kontinuerlig under flomming ved de hoyere faststoff-konsentrasjoner. Av denne grunn er den nedsenkede propellanordning mindre effektiv enn fremgangsmåten ifolge oppfinnelsen ved hoyere faststoff-konsentrasjoner og må drives ved lavere faststoff-konsentrasjoner for å få full effekt.

EKSEMPEL 4

I tabell D angis driftsdata fra aerob nedbrytning av avvann med 99% oksygengass og med samme provekar som tidligere beskrevet i fem forskjellige perioder. A og B gjelder anordningen fra eksempel 1 med nedsenket marin propell og periodene C, D og E gjelder anordningen ifolge oppfinnelsen fra eksempel 1.

Periode A har lang oppholdstid sammenlignet med de andre perioder. Dette kan i stor utstrekning forklare den sterkere reduksjon av flyktige faststoffer, men man bor merke seg den forholdsvis lave faststoff-konsentrasjon under denne proveperiode. På lignende måte ble karets faststoff-konsentrasjon under annen proveperiode (periode B) med den marine propellanordning holdt på et gjennomsnitt på 2,20 vekt-%. Hoyere fast-stof f -konsentrasjoner var ikke mulige, på grunn av tegn til flomming som ledsaget de nodvendige gasstilforselshastigheter for tilfredsstillelse av slammets oksygenopptakshastigheter under nedbrytning. Som tidligere nevnt, virker den nedsenkede propell kontinuerlig under flomming ved de hoyere faststoff-konsentrasjoner. Av denne grunn må den nedsenkede propell drives ved de lavere faststoff-konsentrasjoner. Men ved de lavere faststoff-konsentrasjoner kan fordelen ved den biologiske varme som frigis under nedbrytningsprosessen ikke utnyttes optimalt. Ved den lavere faststoff-konsentrasjon kreves langt mer biologisk varme for okning av væskeblandingens temperatur på grunn av den storre andel av vann pr mengde biologisk materiale. Av denne grunn var nedbrytningstemperaturen under drift med propellen (periodene A og B) betydelig lavere enn i periodene med anordningen ifolge oppfinnelsen. Dette resultat.har vikti-ge folger for prosessen. Pasteurisering kunne f.eks. ikke oppnås kontinuerlig ved propellanordningen. Kontinuerlige temperaturer over 50°C er nodvendige for sikring av fullstendig pasteurisering i lopet av rimelig tid.

Tabell D viser at anordningen ifolge oppfinnelsen under periodene C, D og E virket effektivt ved faststoff-konsentrasjoner over 2,5 vekt-%. I hver av disse perioder ble nedbryt-ningskarets temperatur lett opprettholdt over 50°C.

Som nevnt, finner fremgangsmåten ifolge oppfinnelsen spesiell anvendelse ved lufting av kloakkslam med hoye faststoff-konsentrasjoner. Slikt slam har ikke bare hoy viskositet, men viser også psevdoplastisk atferd. Stort sett kan oppfinnelsen imidlertid benyttes til lufting av enhver væske-faststoffblan-ding med hoy faststoff-konsentrasjon og psevdoplastisk atferd. Slike blandinger lar seg ikke lufte effektivt med de kjente metoder, men er enestående velegnet for fremgangsmåten ifolge oppfinnelsen. Det er f.eks. velkjent at hoye konsentrasjoner av papirmasse i vann viser psevdoplastisk atferd (jfr. f.eks. Transport Phenomenon, Bird, Stewart og Lightfoot, John Wiley & Sons,Inc., 1970, s. 11-13). Derfor kan foreliggende oppfinnelse også benyttes for å bringe papirrnasseoppslemminger i kontakt med gass.

Ved enhver anvendelse blir den psevdoplastiske væske-faststoff-blanding med hoy faststoff-konsentrasjon holdt i luftekaret i den nodvendige tidsperiode for oppnåelse av nodvendig behandling.. Hvis fremgangsmåten f.eks. benyttes til termofil aerob nedbrytning.av kloakkslam ved bruk av en anrikende oksygengass, vil oppholdstider mellom 4 timer og 10 dager være normale, avhengig av den onskede behandlingsgrad. Ved visse andre anvendelser, f.eks. til papirmasse-behandling/der oppfinnelsen potensielt kan benyttes, må blandingens oppholdstid dog være lengre enn ca. 15 min. for sikring av korrekt behandling.

Skjont det her er beskrevet foretrukne utforelsesformer av oppfinnelsen, kan også andre utforelsesformer og modifikasjoner av de beskrevne trekk benyttes og betraktes som liggende innenfor oppfinnelsens ramme.

Claims (8)

1. Fremgangsmåte for kontinuerlig lufting av en psevdoplastisk væske-faststoff-blanding med en total faststoff-konsentrasjon av minst 2,5 vekt-% i et luftekammer, som er forsynt med minst en vertikal, dreibar aksel/ til hvilken minst to boblekutteanordninger er festet, hver med minst to symmetrisk anordnede utadragende armer, og som danner, en boblekutteenhet, karakterisert ved (a) at karet har et forhold mellom den ekvivalente hoyde H og den ekvivalente diameter D, H/D mellom 0,5 og 5,0, (b) at boblekutteenheten har en maksimal ekvivalent armlengde r og hver boblekutteanordning har en ekvivalent arm-frontbredde W, slik at w/r forholdet er mindre enn 0,1, (c) at systemets maksimale ekvivalente armlengde R utgjor minst 25% av karets ekvivalente diameter D, (d) at boblekutteanordhingene er anbrakt med vertikal innbyrdes avstand på den vertikale, dreibare aksel, slik at forholdet mellom armfrontbredden W og den vertikale kutteavstand S er mellom 0,005 og 0,04, (e) at gassbobler sprbytes inn oppad ved nedre ende av karet på et flertall radiale posisjoner, der radien for ytterste posisjon utgjor minst 40% av den maksimale ekvivalente armlengde r, slik at gassboblene som stiger i væske-faststoff-blandingen passerer gjennom en vesentlig fraksjon av det område som sveipes av boblekutteanordningene, (f) at den vertikale aksel dreies, slik at det dannes et konstant turbulensintensitetsnivå på hoyde med hver boblekutteanordning, samtidig som akselkrafttettheten holdes under 1,5 stand hestekrefter/3785 1 karkapasitet, (g) at de oppadstigende gassbobler gjentatte ganger kuttes av de roterende armer til mindre gassbobler og (h) at i det minste innsprøy-tingen av gassbobler (e) og rotasjonen (f) fortsettes, slik at blandingens oppholdstid blir minst 15 min.

2. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at væske-faststoff-blandingen er kloakk-slam.

3. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at karets H/D forhold er mellom 1,0 og 3,0.

4. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert 'ved at de utadragende armer av boblekutteanordningene for boblekutteenheten i nevnte kar har en maksimal ekvivalent systemarmlengde R som utgjor minst 35% av karets ekviva lente diameter D.

5. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at w/r forholdet for de utadragende armer av boblekutteanordningene er mindre enn 0,02.

6. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at radien av den ytterste posisjon for gass-bobleinnsprbyting utgjor minst 75% av boblekutteanordningens maksimale ekvivalente armlengde r.

7. Fremgangsmåte som angitt i krav 1, karakterisert ved at akselkrafttettheten er mellom 0,1 og 1,0 stand, hestekrefter/3785 1 karkapasitet.

8. Fremgangsmåte som angitt i krav 2, karakterisert ved at blandingens oppholdstid er minst 4 timer. v