Die Entfernung von Wasserdampf aus Gasströmen ist in vielen technischen Bereichen eine vielfach gebotene Notwendigkeit. Wird beispielsweise Druckluft als Ener- gieträger eingesetzt, so ist insbesondere dabei die Entfernung von Wasserdampf aus der Druckluft nahezu zwingend. Die wichtigsten Einsatzbereiche liegen z. B. in der Nutzung der Druckluft zum Betrieb von Druckluft- werkzeugen, als Steuerluft zur Prozeßregelung, als Instru-mentenluft und zum Betrieb pneumatischer Förder- einrichtungen für Schüttgüter. Da die Druckluft am Austritt eines Kompressors zwangsläufig wasserdampfge- sättigt vorliegt, führt bereits eine minimale Tempera- turabsenkung zur Wasserdampfkondensation. Kondensat- oder gar Eisbildung in einem Druckluftleitungsnetz würde die Funktion die vorerwähnten Druckluftverbraucher stark einschränken bzw. völlig unmöglich machen. Aus diesem Grunde muß der Wasserdampfgehalt des den Kompressor verlassenden Druckluftstromes durch Einschaltung eines geeigneten Trocknungsverfahrens reduziert werden. Der einzustellende Drucktaupunkt und damit auch der Trenn- aufwand hängen von den speziellen Anforderungen der jeweiligen Druckluftanwender ab.

Bisher werden zur Druckluftentfeuchtung, vielfach wird auch von der"Trocknung"von Druckluft gesprochen, im wesentlichen Kühl-und Adsorptionverfahren eingesetzt.

In 90 % aller Anwendungsfälle werden Kälte-Druckluft- trockner verwendet. Bei diesem Trocknungsverfahren wird die mit hoher Temperatur aus dem Kompressor austretende Luft zunächst in einem Luft/Luft-Wärmeaustauscher im Gegenstrom zu der getrockneten Druckluft abgekühlt, wobei bereits ein erster Kondensatanfall zu verzeichnen ist. Die endgültige Einstellung des gewünschten Druck- taupunktes erfolgt anschließend in einem Kältemittel- Luft-Wärmeaustauscher, in welchem die zur Verdampfung des Kältemittels erforderliche Enthalpie dem Druckluft- strom entzogen wird, wodurch dieser entsprechend abge- kühlt wird. Die an den kalten Wandungen des Wärmeüber- tragers verflüssigten Wassermoleküle gelangen in einen Kondensatableiter und werden dort in gewissen Zeitin- tervallen automatisch abgeführt.

Die Trocknung durch Adsorption ist ebenfalls ein rein physikalischer Vorgang, bei dem feuchte Druckluft durch einen mit geeigneten Adsorbentien gefüllten Behälter strömt. Die starke Wechselwirkung der in der Luft enthaltenen Wasserdampfmoleküle mit den festen, porösen Adsorbentien großer innerer Oberfläche ermöglichen eine selektive Abtrennung des Wasserdampfes. Geeignete Adsorbentien zur Drucklufttrocknung sind beispielsweise Kieselgele, aktivierte Tonerden oder Zeolithe. Das Adsorptionsverfahren verläuft prinzipiell diskontinu- ierlich, weil die Adsorbentien nur eine gewisse Aufnah- mekapazität für das Adsorbat (Wasserdampf) haben und somit in festzulegenden Zeitabschnitten regeneriert sein müssen. Es sind somit mindestens zwei Adsorber notwen- dig, die wechselseitig betrieben und regeneriert werden.

Die Desorption der Wassermoleküle an den beladenen Adsorberbetten erfolgt entweder durch Kalt-oder Warm- regeneration.

Obwohl das oben erwähnte Kühiverfahren grundsätzlich den direktesten Weg, einen definierten Taupunkt eines Gas-Dampf-Gemisches einzustellen, darstellt, ist die Anwendung einer derartigen Methode auf die Trocknung von Druckluftströmen aus energetischer Sicht mit erheblichen Nachteilen verbunden. Dieses soll anhand eines Bei- spieles dargelegt werden. Es sei angenommen, daß ein aus einem Kompressor austretender Druckluftstrom in jedem Falle, d. h. auch bei anderen Methoden zur Entfeuchtung von Druckluft, zunächst vorgekühlt werden muß. Dabei soll beispielsweise ein bei 35° C und 8 bar Absolutdruck wasserdampfgesättigter Druckluftstrom von Wasserdampf befreit, d. h. getrocknet werden. Bei diesem thermodyna- mischen Zustand der Druckluft beim Eintritt in einen Kältemittel/Luft-Wärmeaustauscher beträgt der Volumen- anteil der kondensierbaren Komponente Wasserdampf lediglich 0,7 %. Das bedeutet jedoch, daß 99,3 Vol% des Druckluftstromes auf die erforderliche tiefe Temperatur abgekühlt werden muß, ohne daß für diesen Hauptanteil des Gasstromes ein Nutzen daraus entstünde. Da aus Gründen der Korrosionsvermeidung die relative Feuchte stets kleiner als 60 % betragen soll, ist vielmehr eine erneute Aufheizung des kalten, um den Kondensat vermin- derten Gas-Dampf-Gemisches erforderlich. Grundsätzlich sind Kältetrockner nur zur Einstellung von Drucktau- punkten von minimal +2° C geeignet. Bei tieferen Kälte- mittelverdampfungstemperaturen ist auf der Druckluft- seite mit Eisbildung auf den Wärmeaustauschflächen zu rechnen. Da Eis einen äußerst geringen Wärmeleitkoeffi- zienten aufweist, würde die damit verbundene Isolati- onswirkung der Eisschicht die Wärmeübertragungsleistung deutlich herabsetzen ; der gewünschte Drucktaupunkt auf der Luftseite des Wärmeübertragers wurde dann selbst bei dünnen Eisbelägen nicht mehr erreicht. Zudem wurde durch die Verengung des Strömungsquerschnittes der Druckver- lust im Wärmeübertrager ansteigen. Weiterhin führt das prinzipbedingte Anfallen von Kondensat in den indirekten Wärmeübertragern der Druckluftkältetrockner häufig zu Problemen. Bei der Kondensatableitung kommt es oftmals zu Funktionsstörungen, was wiederum einen hohen War- tungsbedarf bedingt. Zudem sind die Kondensatableiter vielfach mit Magnetventilen ausgerüstet, was wiederum mit relativ hohen Druckluftverlusten während der Konden- satausschleusung verbunden ist. Zusammenfassend kann gesagt werden, daß die Installation größerer Kälte- trockner sehr aufwendig ist und der Betrieb mit hohem Wartungsaufwand verbunden ist. Hinzukommt, daß bei deren Betrieb eine beträchtliche Geräuschentwicklung zu verzeichnen ist, so daß wiederum zusätzliche Investiti- onen zur Minderung der Lärmemissionen erforderlich sind.

Die oben erwähnten Adsorptionsverfahren zur Druckluft- entfeuchtung kommen dann zum Einsatz, wenn Drucktau- punkte unterhalb von 0° C erforderlich sind, weil aus den bereits genannten Gründen die vorerwähnten Kälte- trockner sinnvollerweise nicht mehr eingesetzt werden können. Die Hauptnachteile der Adsorptionstrockner liegen in dem grundsätzlich diskontinuierlichen Betrieb begründet. Sowohl bei kalt-als auch bei warmregene- rierten Adsorbern ist ein Spülluftstrom zum Austrag der zuvor adsorptiv gebundenen Feuchte erforderlich. Da der Spülgasstrom hinreichend trocken sein muß, wird hierzu ein gewisser Anteil des getrockneten Druckluftstroms verwendet. Dieser zuvor aufwendig aufbereitete Teilstrom steht dem Druckluftanwender demnach nicht mehr zur Verfügung und geht verloren. Je nach Anwendungsfall und Regenerationsmodus kann dieser Verluststrom bis zu 15 % des getrockneten Druckluftstromes ausmachen. Während die Adsorption unter dem vom Kompressor erzeugten Druck verläuft, ist für die Desorption die Entspannung auf Atmosphärendruck erforderlich. Zu dem zyklisch vorge- nommenen Druckwechsel wird das Trockenmittel stark belastet. Die Auswirkungen sind mit der Zeit absinkende Gleichgewichtsbeladungen bzw. Aufnahmekapazitäten der Adsorptionsmittel. Bei Aktivtonerde sinkt die Kapazität beispielsweise um 30 bis 40 % bei 150° C nach 500 Zyklen. In gewisser Weise ist die Adsorption ein selbst- hemmendes Verfahren, da mit der Adsorption der Wasser- moleküle auch das Freiwerden von Adsorptionswärme verbunden ist, die wiederum zu einem Temperaturanstieg im Adsorberbett führt und damit das Adsorptionsgleich- gewicht hinsichtlich einer deutlich schlechteren Was- seraufnahme verschiebt.

Es ist somit Aufgabe der vorliegenden Erfindung, eine Anordnung zur Entfernung von Wasserdampf aus unter hohem Druck befindlichen Gasen oder Gasgemischen der eingangs genannten Art zu schaffen, mit der die voraufgeführten Nachteile der bisherigen bekannten, dafür verwendeten Anordnungen bzw. Verfahren vermieden werden, mit dessen Hilfe die Entfernung von Wasserdampf aus kleineren, mittleren und großen Gas-bzw. Gasgemischströmen auf einfache Weise ohne hohen Aufwand möglich ist, wobei die Anordnung einfach im Aufbau und somit kostengünstig bereitstellbar und auch einfach und somit kostengünstig betreibbar ist und der bisherige Wartungsaufwand und Betriebsaufwand, wie er bei bisherigen Anordnungen bzw.

Verfahren dieser Art nötig war, sehr stark vermindert wird.

Gelöst wird die Aufgabe gemäß der Erfindung dadurch, daß die Trenneinrichtung eine Membrantrenneinrichtung ist, auf die eingangsseitig das unter Druck befindliche Gas-Dampf-Gemisch gebbar ist, das in der Membrantrenn- einrichtung retentatseitig in den dampfabgereicherten Gasstrom und permeatseitig in den dampfangereicherten Gasstrom getrennt wird, wobei permeatseitig mittels einer Pumpeneinrichtung ein Unterdruck gegenüber dem zugeführten Gas-Dampf-Gemisch erzeugbar ist.

Der Vorteil der erfindungsgemäßen Anordnung liegt im wesentlichen darin, daß die Anordnung sich durch einen einfachen Aufbau, wie angestrebt, auszeichnet und durch eine hohe Effizienz bei sehr stark reduzierten Geste- hungs-und Wartungskosten. Alle Nachteile der bekannten Anlagen bzw. bekannten Verfahren zur Entfernung von Wasserdampf aus unter hohem Druck befindlichen Gasen oder Gasgemischen werden durch die erfindungsgemäß vorgeschlagene Lösung vermieden, d. h. es ist weder mit Eisbildung auf Wärmeaustauscherflächen zu rechnen (wie beim bekannten Kühiverfahren) noch mit den Nachteilen eines diskontinuierlichen Betriebes (wie bei den Ad- sorptionsverfahren). Die bei der erfindungsgemäßen Anordnung verwendeten bzw. verwendbaren Anordnungskom- ponenten sind als solche für sich bekannt und in der einschlägigen Technik eingeführt. Das hat wiederum den Vorteil, daß die erfindungsgemäß vorgeschlagene Anord- nung auf einfache Weise kostengünstig bereitgestellt werden kann und somit auch die Instandhaltungskosten und Wartungskosten niedrig gehalten werden können.

Bei einer vorteilhaften Ausgestaltung der Anordnung ist die Membrantrenneinrichtung im Kreuzstrommodus oder Gegenstrommodus ohne externes Spülgas betreibbar.

Vorzugsweise sind die in der Membrantrenneinrichtung verwendbaren Membranen Membranen auf Celluloseether- Basis ausgebildet, wie sie beispielsweise in der deut- schen Patentanmeldung 196 03 420.5-44 (Kompositmembran aus einer insbesondere mikroporösen Trägermembran) beschrieben worden ist. Diese Membran weist eine hohe Wasserdampfpermeabilität Lw bis zu 50 m3 (i.N.)/m2 h bar) auf.

Vorteilhafterweise werden die in der Membrantrennein- richtung verwendeten Membranen derart ausgewählt, daß sie eine große Selektivität a aufweisen (« = Verhältnis Wasserdampfpermeabilität zu Trägergaspermeabilität), wobei durch gezielte Maßnahmen beim Herstellungsprozeß der vorbezeichneten Membran die Selektivität « dieser Membran beim konstantem Wasserfluß in weiten Bereichen variiert werden kann. Die genannte Membran hat keine Selektivität zwischen den Trägergasanteilen, beispiels- weise Sauerstoff und Stickstoff.

Vorteilhafterweise wird die Selektivität « derart gewählt, daß sie im Bereich von 1000 bis 10.000 liegt.

Der Einsatz einer hochselektiven Membran ist aber regelmäßig nur dann sinnvoll, wenn gleichzeitig ein entsprechend hohes Druckverhältnis zur Verfügung ge- stellt wird. Um eine Anpassung des Druckverhältnisses an eine hohe Membranselektivität zu erreichen, ist die permeatseitig angeordnete Pumpeneinrichtung in Form einer Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe ausgebildet. Diese wird mit Wasser als Ringflüssigkeit betrieben. Durch die sowohl mit der Selektivität als auch dem höheren Druck- verhältnis ansteigende Wasserdampfkonzentration im Permeat können mit der Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe deutlich höhere Ansaugvolumina erreicht werden. Dieses hat seinen Grund darin, daß der im Permeat erhaltene Wasserdampf im Flüssigkeitsring auf dem Weg von der Saug-zur Druckseite der Pumpe auskondensiert und durch die damit verbundene Dichteänderung ein gewisses Frei- volumen geschaffen wird.

Als vorteilhafte alternative Ausgestaltung der Anordnung ist es auch möglich, die Pumpeneinrichtung durch einen Dampfstrahler auszubilden, insbesondere wenn niedrige Permeatdrücke eingestellt werden sollen (< 40 mbar). Es ist aber vorteilhafterweise auch möglich, die Pumpen- einrichtung durch eine Kombination aus einer Flüssig- keitsring-Vakuumpumpe und einem Dampfstrahler auszubil- den.

Bei einer weiteren vorteilhaften Ausführungsform der Anordnung ist diese derart ausgestaltet, daß ein hohes transmembranes Druckverhältnis f durch geeignete Wahl der Pumpeneinrichtung einstellbar ist. Das zur Trennung von Gasgemischen mit Hilfe porenfreier Membranen erfor- derliche transmembrane Druckverhältnis f (¢ = Verhältnis der Systemdrücke auf der Hoch-und Niederdruckseite der Membran, vereinfacht meist definiert als Verhältnis Feeddruck zu Permeatdruck) ist bei der Anwendung auf die Drucklufttrocknung zwar vielfach schon vorhanden, weil der Feeddruck durch einen Kompressor bereitgestellt wird, läßt man jedoch den Permeatstrom gegen den Atmo- sphärendruck abströmen, so wäre dieses Druckverhältnis stets kleiner als 10 und die erforderlichen Drucktau- punkte ließen sich auf diese Weise nicht einstellen. Der Einsatz der schon erwähnten hochselektiven Membran ist nur dann sinnvoll, wenn gleichzeitig, wie schon erwähnt, ein hohes Druckverhältnis zur Verfügung gestellt wird. Durch ein Vakuum von beispielsweise 50 mbar auf der Permeatseite kann das Druckverhältnis, ausgehend von einem Verdichtungsdruck von 8 bar von 8, um den Faktor 20 auf # = 160 erhöht werden.

Bei einer noch anderen vorteilhaften Ausgestaltung der Anordnung ist der Pumpeneinrichtung nachgeschaltet ein Wasserabscheider angeordnet, wobei die aus dem Wasser- abscheider austretende Betriebsflüssigkeit vorteilhaft- erweise als Kühlflüssigkeit verwendet werden kann, und zwar bei einer weiteren vorteilhaften Ausgestaltung der Anordnung, bei der das zu trennende Gas-Dampf-Gemisch vor Eintritt in die Membrantrenneinrichtung über eine Kühleinrichtung führbar ist und diese Kühleinrichtung mit der Betriebsflüssigkeit des Wasserabscheiders kuhlbar ist.

Weiterhin ist es vorteilhafterweise möglich, die Anord- nung weiterhin derart auszugestalten, daß das die Kühleinrichtung verlassende Wasser als Betriebsflüssig- keit der als Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe ausgebildeten Pumpeneinrichtung zuführbar ist oder aber vorteilhaft- erweise so zu gestalten, daß das die Kühleinrichtung verlassende Wasser, bevor es als Betriebsflüssigkeit der als Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe ausgebildeten Pumpen- einrichtung zuführbar ist, zu seiner Kühlung über eine Kühleinrichtung führbar ist. Das aus dem Wasserabschei- der austretende Wasser bzw. die dort austretende Kühl- flüssigkeit ist wegen des bei Flüssigkeitsring-Vakuum- Pumpen nahezu realisierten Prinzips der isothermen Verdichtung nur geringfügig erwärmt, so daß es, wie vorangehend beschrieben, noch als Küh1f1üssigkeit sinnvoll genutzt werden kann.

Die Erfindung wird nun unter Bezugnahme auf die anlie- genden Zeichnungen anhand eines Ausführungsbeispieles sowie zweier Modifikationen einer Grundversion der Erfindung eingehend beschrieben. Darin zeigen Fig. 1 den grundsätzlichen Aufbau der erfindungsge- mä#en Anordnung im Blockschaltbild, Fig. 2 den Aufbau einer Anordnung gemäß Fig. 1, bei der jedoch die in einem Wasserabscheider anfallende Betriebsflüssigkeit als Kühlflüs- sigkeit benutzt einer Flüssigkeitsring-Vakuum- pumpe erneut unter Zugabe eines Anteils frischer Betriebsflüssigkeit als Pumpenflüs- sigkeit zugeführt werden kann, und Fig. 3 eine Ausgestaltung der Anordnung gemäß Fig. 2, bei der die zur Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe zurückgeführte Ringflüssigkeit zuvor über eine Kühleinrichtung geführt wird.

Die in Fig. 1 dargestellte Anordnung 10 stellt den Grundaufbau der Anordnung zur Entfernung von Wasserdampf aus unter hohem Druck befindlichen Gasen oder Gasge- mischen dar. Es wird zunächst bezüglich des Aufbaus und der Funktion der Anordnung 10 auf Fig. 1 Bezug genommen.

Das unter Druck befindliche Gas-Dampf-Gemisch 11, auch Feedstrom genannt, wird auf eine Kühleinrichtung 18 gegeben, in der es auf vorbestimmbare Weise gekühlt wird. Von dort gelangt das weiterhin unter Druck be- findliche Gas-Dampf-Gemisch 11 auf einen Abscheider 19, in dem im Gas-Dampf-Gemisch 11 enthaltene Fremdstoffe wie Öl und dergleichen abgeschieden werden. Von dort gelangt das unter Druck befindliche Gas-Dampf-Gemisch 11 auf den Eingang 15 einer Membrantrenneinrichtung 12. In der Membrantrenneinrichtung 12 wird das Gas-Dampf-Ge- misch 11 in einen dampfangereicherten Gasstrom 14 (Permeat) und einen dampfabgereicherten Gasstrom 13 (Retentat) getrennt. Der dampfabgereicherte Gasstrom 13 stellt den Teilstrom dar, der bestimmungsgemäß von Wasserdampf befreit ist, beispielsweise"getrocknete" Druckluft.

Der notwendige permeatseitige Unterdruck an der Permeat- seite der Membrantrenneinrichtung 12 wird durch eine Pumpeneinrichtung 16 erzeugt, die mit dem permeatseiti- gen Ausgang der Membrantrenneinrichtung 12 verbunden ist. Die Pumpeneinrichtung 16 kann beispielsweise eine Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe sein oder auch ein soge- nannter Dampfstrahler, es ist aber auch möglich, die Pumpeneinrichtung 16 aus einer Kombination aus einem Dampfstrahler und einer Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe auszubilden. Insofern steht die Pumpeneinrichtung 16 hier nur stellvertretend für bestimmte geeignete Pumpen, die für die bestimmungsgemäße Funktion der Anordnung anwendbar sind. Aus der Pumpeneinrichtung 16 tritt, wie erwähnt, der dampfangereicherte Gasstrom 14 aus und wird über einen Wasserabscheider 17 geleitet. Aus dem Was- serabscheider tritt der dampfangereicherte Gasstrom 14 um den im Abscheidungsprozeß verminderten Wasseranteil aus und kann in die Atmosphäre gegeben werden. Die Abgabe an die Atmosphäre ist völlig unproblematisch, da es sich bei dem dampfabgereicherten Gasstrom weder um ein Wertprodukt noch um einen umweltgefährdenden Stoff handelt.

Da die Anordnung 10 aber grundsätzlich auch zur Erdgas- trocknung geeignet ist, kann für diesen Fall das Perme- at, d. h. der dampfangereicherte Gasstrom 14, noch nennenswerte Anteile an Kohlenwasserstoffen enthalten, vorwiegend Methan, die aus ökologischen und ökonomischen Gründen einer weiteren Behandlung zu unterziehen sind.

Die Anordnung 10 müßte dann um einen bzw. mehrere Aufbereitungsschritte, die hier nicht gesondert darge- stellt sind, erweitert werden.

Das im Wasserabscheider 17 anfallende Wasser 20 kann als Kühlmittel auf die Kühleinrichtung 18 gegeben werden und durchläuft dort als Kühlmittel für das zu trennende Gas-Dampf-Gemisch 11 die Kühleinrichtung 18 und verläßt diese nach dem Wärmeaustausch als Wasser 200.

Die Anordnung gemäß Fig. 2 unterscheidet sich von der Anordnung gemäß Fig. 1 lediglich dadurch, daß das die Kühleinrichtung 18 verlassende Wasser 200 wiederum zurückgeführt wird und auf die in Form einer Flüssig- keitsring-Vakuumpumpe ausgebildeten Pumpeneinrichtung 16 gegeben wird, in der das Wasser 200 als Ringflüssigkeit benutzt wird. Bei dieser Ausgestaltung wird somit das im Prozeß der Anordnung 10 abgeschiedene Wasser nach Art eines Kreislaufs sowohl für Kühlungszwecke als auch als Betriebsflüssigkeit für die Flüssigkeits-Ring-Vakuum- pumpe benutzt. Um eine zunehmende Erwärmung der Be- triebsflüssigkeit der Pumpeneinrichtung 16 zu verhindern, wird ein Teil der Betriebsflüssigkeit nach dem Wasserabscheider 17 abgeführt. Eine entsprechende Menge frische/kalte Flüssigkeit wird in den Kühlkreislauf vor Eintritt in die Pumpeneinrichtung 16 zugegeben.

Die Anordnung 10 gemäß Fig. 3 unterscheidet sich von der Anordnung 10 gemäß Fig. 2 lediglich dadurch, daß das von der Kühleinrichtung 18 zurückkommende Wasser 200 vor dem Eintritt als Betriebsflüssigkeit in die als Flüssig- keitsring-Vakuumpumpe ausgebildete Pumpeneinrichtung 16 eintritt und über eine zwischengeschaltete Kühleinrich- tung 21 geleitet wird.

Von großer Bedeutung für den Aufbau und die Funktion der Anordnung 10 ist die Auswahl der eigentlichen Membran in der Membrantrenneinrichtung 12. Dabei spielt insbeson- dere die Selektivität ex der Membran eine Rolle.

Durch gezielte Maßnahmen beim Herstellungsprozeß der Membran kann die Selektivität ex bei konstantem Wasser- fluß in weiten Bereichen variiert werden. Die gesamte Membran hat keine Selektivität zwischen den Trägergas- anteilen Sauerstoff und Stickstoff. Unter der gegebenen Zielsetzung der Abtrennung einer besser permeierenden dampfförmigen Minderkomponente, beispielsweise Wasser- dampf, zur Taupunktabsenkung des auf der Hochdruckseite der Membran verbleibenden Gas-Dampf-Gemisches 11 ist eine Erhöhung der Selektivität durch Reduzierung des Flusses der schlechter permeierenden Hauptkomponente, beispielsweise Luft, zunächst von Nachteil. Die Ein- stellung eines bestimmten Drucktaupunktes erfordert in diesem Fall größere Membranflächen beim Einsatz von Membranen, deren Selektivität durch Flußreduzierung der ohnehin schlechter permeierenden Komponente erhöht wurde. Die höhere Selektivität bewirkt andererseits einen deutlich geringeren Stufenschnitt A (0 = Verhalt- nis Permeatstrom zu Feedstrom) und eine höhere Wasser- dampfkonzentration im angereicherten Permeatstrom. Die Druckluftverluste werden also trotz größerer Membran- fläche herabgesetzt. Das zur Trennung von Gasgemischen mit Hilfe porenfreier Membranen erforderliche transmem- brane Druckverhältnis # (# = Verhältnis der Systemdrücke auf der Hoch-und Niederdruckseite der Membran, verein- facht meistens definiert als Verhältnis Feeddruck zu Permeatdruck) ist bei der Anwendung auf Drucklufttrock- nung prinzipiell vorhanden, weil der Feeddruck, d. h. der Druck des Gas-Dampf-Gemisches 11, regelmäßig durch einen Kompressor bereitgestellt wird. Läßt man den Permeat- strom jedoch gegen den Atmosphärenstrom abströmen, so wäre das Verhältnis stets kleiner als 10. Die erforder- lichen Drucktaupunkte ließen sich auf diese Weise nicht erreichen.

Der Einsatz einer hochselektiven Membran ist nur dann sinnvoll, wenn gleichzeitig ein entsprechend hohes Druckverhältnis zur Verfügung gestellt wird. Im Rahmen dieser Erfindung wurde das Druckverhältnis an die hohe Membranselektivität angepaßt, indem permeatseitig die Installation der besagten Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe 16 erfolgt, die mit Wasser 200 als Ringflüssigkeit betrieben wird. Durch ein Vakuum von beispielsweise 50 mbar auf der Permeatseite kann das Druckverhältnis, ausgehend von einem Verdichtungsdruck von 8 bar von f = 8, um den Faktor 20 auf # = 160 erhöht werden. Durch die Kombination einer hochselektiven Membran mit einem hohen Druckverhältnis, welches durch die Flüssigkeitsring-Va- kuumpumpe 16 erzeugt wird, wird der oben genannte Nacht- teil erhöhten Membranflächenbedarfs bei höheren Membran- selektivitäten ausgeschaltet.

Die positiven Auswirkungen des Zusammenwirkens eine hochselektiven Membran einerseits mit einem hohen Druckverhältnis durch permeatseitige Vakuumunterstützung andererseits können der nachfolgenden Tabelle 1 entnom- men werden. Der ohnehin mit höheren Selektivitäten zu verzeichnende Vorteil geringer Druckluft-oder Druck- gasverluste wird durch die Erhöhung des Druckverhält- nisses verstärkt. Aus dieser Konstellation ergibt sich ein weiterer charakteristischer Vorteil der vorgeschla- genen Anordnung 10 und des mit ihr ausführbaren Trock- nungsverfahrens. Durch die sowohl mit der Selektivität als auch mit dem höheren Druckverhältnis ansteigende Wasserdampfkonzentration im Permeat können mit der Vakuumpumpe 16 deutlich höhere Ansaugvolumina erreicht werden. Dies liegt darin begründet, daß der im Permeat erhaltene Wasserdampf im Flüssigkeitsring auf dem Weg von der Saug-zur Druckseite der Vakuumpumpe 16 auskon- densiert und durch die damit verbundene Dichteänderung ein gewisses Freivolumen geschaffen wird. Unter Beach- tung der Mindestgasmenge für einen kavitationsfreien Betrieb der Vakuumpumpe 16 muß deren Auswahl also nicht nach dem gesamten Permeatvolumenstrom erfolgen, sondern nur nach dem geringeren Inertgasanteil des Permeats unter Berücksichtigung des korrespondierenden Phasen- gleichgewichtes auf der Austrittsseite der Pumpenein- richtung 16. Kurz ausgedrückt : Mit steigendem Wasser- dampfgehalt im Permeat sinkt die für die jeweils zu bewältigende Aufgabe der Anordnung 10 erforderliche Pumpengröße und damit senken sich auch System-und Betriebskosten.

Tabelle 1 : Einfluß von Membranselektivität und durch Vakuumunter- stützung erzeugtes Druckverhältnis auf den Membranflä- chenbedarf Aerfl den Druckluftverlust Luft und die Wasserdampfkonzentration YP,H2O im Permeat.

Permeatdruck Pp = 0, 1 (bar) <BR> <BR> <BR> <BR> YP,H2O#Aerf #Luft<BR> <BR> <BR> <BR> <BR> (m2) (%)(%) 100 16,00 12,30 5,03 4,44 500 46,40 19,44 3,17 2,57 1.000 83,20 21,13 2,92 2,32 5.000 377,60 22,80 2,70 2,10 10.000 744,80 23,04 2,68 2,08 Permeatdruck Pp = 0, 05 (bar) <BR> <BR> <BR> <BR> YP,H2O#ges#Luft#Aerf <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> (m2) (Vol%) (%) (%) 100 12,00 16,11 3,83 3,24 500 24,00 31,42 1,96 1,35 1.000 38,40 36,58 1,68 1,07 5.000 144,80 43,28 1,42 0,81 10.000 275,20 44,53 1,38 0,77 Permeatdruck Pp = 0, 033 (bar) <BR> <BR> <BR> <BR> YP,H2O#Aerf #ges #Luft<BR> <BR> <BR> <BR> (m2) (%)(%) 100 10,40 17,93 3,44 2,84 500 17,60 38,70 1,59 0,98 1.000 24,80 46,83 1,31 0,70 5.000 76,80 58,92 1,04 0,43 10.000 138,40 61,51 1,00 0,39 Berechnungsgrundlage : Luft-Wasserdampf-Gemisch 8barPF= 35°C#F= 0,7Vol%==>YF,Luft=99,3Vol%Y*F,H2O= <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> GF 1.000 mN3/h<BR> <BR> <BR> <BR> Wasserdampf-Permeabilität 35mN3/(m2bar)= Ziel : Retentat-Taupunkt QT R = + 2° C Zeichenerklärung: <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> Aerf Membranfläche(m2)erforderliche <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> GFGF: Feedvolumenstrom (mN33/h)<BR> <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> Wasserdampfpermeabilität(mN3/(m2hbar))LH20: PF : Feeddruck (bar) PpPp: Permeatdruck (bar) KonzentrationY*F,H2O: des Wasserdampfs (Vol%) im Feed (Sättigungskonzentration bei PF und #F) YF,LuftYF,Luft: Luftkonzentration im Feed (Vol%) YP,H2O :Wasserdampfkonzentration im (Vol%) Permeat Membranselektivität(-)#: ogres : Membranstufenschnitt (%) BLuft : Luft-Stufenschnitt (%) Der Einsatz der vorbeschriebenen Anordnung 10 bringt eine Reihe von Vorteilen gegenüber den eingangs be- schriebenen konventionellen Kühl-und Adsorptionsmetho- den. Auf der Grundlage gleicher Trocknungsleistungen sind Anordnungen 10 gemäß der Erfindung deutlich kom- pakter als Kältetrocknungsanlagen. Neben einem ge- ringeren Bauvolumen ist auch eine deutliche Gewichtsre- duzierung (Fundamente) zu verzeichnen. Mit der erfin- dungsgemäßen Anordnung 10 entstehen vernachlässigbare Verluste an bereits komprimierter Druckluft, weil der durch die Membran tretende Permeatstrom bei Verwendung der vorbeschriebenen hochselektiven Membran in Ver- bindung mit einem angemessen hohen Druckverhältnis zu einem großen Teil aus Wasserdampf besteht. Beim Betrieb der erfindungsgemäßen Anordnung 10 werden keine proble- matischen Hilfsstoffe wie zum Beispiel die bei Kälte- trocknern erforderlichen Kältemittel (Ozonkiller) benötigt. Vielmehr wird lediglich Wasser als Betriebs- flüssigkeit für die Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe 16 und ein Elektroanschluß benötigt. Die erfindungsgemäße Anordnung 10 hat keine physikalischen Grenzen bezüglich des einzustellenden Drucktaupunktes, d. h., es können beliebige Drucktaupunkte ober-und unterhalb von 0° C realisiert werden. In der hochdruckseitigen Trocknungs- strecke kann prinzipiell kein Kondensat anfallen. Die Kondensation der in das Permeat ausgetragenen Feuchte erfolgt vielmehr in der permeatseitig angeordneten Flüssigkeitsring-Vakuumpumpe 16 und führt zu einer verbesserten Pumpenleistung mit der entsprechend posi- tiven Auswirkung auf die Gesamtfunktion bzw. den Ge- samtprozeß beim Betrieb der Anordnung 10. Die hohen Lärmemissionen, die sowohl bei Adsorption (Entspannung des zu desorbierenden Behälters) als auch bei den Kältetrocknern (Kompressor der Kältemaschine) auftreten, reduzieren sich bei der Kombination der Membran/Flüs- sigkeitsringpumpe auf das unproblematische Betriebsge- räusch der Pumpeneinrichtung 16. Die bisherige Erfahrung mit der Anordnung 10 hat gezeigt, daß derartige Anlagen wenig störanfällig sind und Wartungskosten entsprechend gering sind.

Bezuqszeichenliste 10 Anordnung 11 Gas-Dampf-Gemisch 12 Trenneinrichtung/Membrantrenneinrichtung 13 dampfabgereicherter Strom (Retentat) 14 dampfangereicherter Strom (Permeat) 15 Eingang Trenneinrichtung 16 Pumpeneinrichtung 17 Wasserabscheider 18 Kühleinrichtung 19 Abscheider 20 Wasser<BR> 200 Wasser<BR> 21 Kühleinrichtung