JPS6316438B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

本発明は炭化水素の熱分解方法における反応物
の改良された混合方法に関する。 ACR法熱分解プロセス（Advanced Cracking
Reaction）においては、高温度の気体燃焼生成
物の流れが第１段の帯域で生成される。この燃焼
生成物は酸化剤及び過熱水蒸気の存在下に広範囲
な流体燃料（例えば気体、液体または流動化した
固形物）を燃焼させることにより発生させること
ができる。次に分解しようとする炭化水素供給物
が第２段の帯域においてこの高温の燃焼生成物中
へ噴射されて混合され、分解反応を受ける。第３
段の帯域においてこの分解反応生成物は急冷（ク
エンチ）され、次で流れから分離される。 かかる熱分解プロセスにおいては、適正な反応
結果を得るのに肝要なことは、効率の良い気−液
相の混合が行われて２つの反応相間に必要な接触
が達成されるということであることが分つてい
る。 従来、このようなプロセスで効率の良い気−液
相混合を達成するために多くの試みがなされてい
るが、いずれも限られた成功しか収めていない。
かかる混合方法の１例は米国特許第3855339号
（細井外）に記載されている。その方法によると、
液状炭化水素を高温気体燃焼生成物の流れに噴射
させる角度が効率の良い混合を行うように調整さ
れる。液状炭化水素を高温ガス燃焼生成物の流れ
に噴射させる角度は120−150゜の間に保たれる。
改良された混合結果は液体流が燃焼生成物の流れ
の中に侵入できる度合いにより制限された。侵入
度の増大は細井外の米国特許にも記載されている
ように能率の良い気−液混合に重要である。若し
十分な侵入度が得られなければ、気体燃焼生成物
流は混合帯域で液状炭化水素と十分に混合されな
いで下流側へ流れてしまい、十分に能率的な分解
反応が達成できない。 従つて本発明の第１の目的は、従来の方法より
も侵入度を高め、従つてそれにより得られる混合
度を高めることにある。 本発明によると、水蒸気の存在下に液状燃料と
酸化剤の燃焼によつて生成された高温の気体状燃
焼生成物の流れの中に、液状石油供給物を導入す
ることにより、炭化水素の熱分解を行う方法が提
供されるもので、この場合の燃焼及び分解反応は
燃焼混合帯域とその下流の反応帯域とを有する装
置で行われる。特徴として本発明の方法は液状石
油供給物を少くとも１つの流れとして導入して前
記高温の気体状燃焼生成物流に混合し、同時に燃
焼生成物の流れの保護ガスによる実質的な希釈を
行うことなく（即ちなるべく10％を超えない）運
動量を補うに充分な速度と液状石油供給物の温度
よりも実質的に低くない温度とを有する前記保護
ガスの環状のさや状流れを同時噴射することによ
りこのさや状流れで前記液状流れの各々を取囲ん
で遮蔽する。 最も効果的な混合を得るための好ましい噴射角
は、細井氏外の米国特許第3855399号で述べられ
ているように、高温気体状燃焼生成物流の下流側
へ延びる流動軸線へ向けて120−150度の間にある
ことが分つた。約135度が最も好ましい角度であ
ることも確かめられた。 多種類のガスがさや状保護ガスとして使用でき
るけれども、総合的に最良の結果はさや状保護ガ
スとして水蒸気を使用することによつて得られる
ことが分つた。 データと計算から、さや状保護ガスにより与え
られる約２％の運動量流束の増加により、約８％
の侵入度の増大が可能なことが分つた。動圧比
（すなわち運動量流束比）は重要な因子であると
考えられる。ここで使用する高濃度の液体負荷の
場合には、保護ガスが液体粒子を加速し、従つて
液体粒子の運動量を増大させ、従つてまた侵入度
（penetration）を増大させる。かくして、さや状
ガスの運動量が充分に供給されたら、液体の侵入
度のさや状ガスによる増大は液体がそれと交差し
て流れている気体流に侵入しようとするときに液
体を助勢することになる。 次に、動圧の増加がどのように達成されるかに
ついて説明するが、その前に以下で使用する記号
を定義しておく。 ρg＝さや状ガスの速度 ρl＝液状石油供給物の密度 ρ∞＝気体状燃焼生成物の密度 m〓g＝さや状ガスの質量流量 m〓l＝液状石油供給物の質量流量 m〓∞＝気体状燃焼生成物の質量流量 Ug＝さや状ガスの速度 Ul＝液状石油供給物の速度 Ｕ∞＝気体状燃焼生成物の速度 Al＝ノズル出口における液状石油供給物の断面
積 Ag＝ノズル出口におけるさや状ガスの断面積 A_N＝ノズル出口の断面積（Ag＋Al） Ａ∞＝ノズル出口に近くの気体状燃焼生成物の断
面積 一般に、動圧ｐは流体力学で知られているよう
に１／２ρU²（ρ、Ｕはそれぞれ流体の密度及び速 度）で定義される。又、断面積Ａを単位時間に流
れる質量すなわち質量流量m〓はm〓＝ρUAで定義さ
れる。よつてｐ＝１／２ρU²＝１／２ m〓U／Ａとなり
、動 圧は運動量流速（m〓U／Ａ）に比例する。すなわち、 動圧が大きければ運動量も大きくなる。 上記において、さや状保護ガスのない場合の動
圧比（さや無し動圧比）は、液状石油供給物流
が向流の向きに気体状燃焼生成物流中へ放出され
るノズル出口付近の該液状石油供給物の動圧ql及
び同じ個所の気体状燃焼生成物の動圧ｑ∞との
比、すなわち＝ql／ｑ∞で定義される。またさ
や状保護ガスを用いたときの動圧比（さや有り動
圧比）は次式で表わされることは明らかであ
る。 ここに式中分母は上流からノズル出口の個所へ
流れて来る気体状燃焼生成物流の動圧ｑ∞（単位
面積当りの運動量流すなわち運動量流束に等し
い）であり、分子はノズル出口の液状石油供給物
及びさや状保護ガスの全体的な動圧（液状石油供
給物とさや状ガスの運動量流速）である。 m〓＝ρUAであるから、これらを上式に代入す
ると、次式が得られる。 ＝ρlUl²Al＋ρgUg²Ag／A_N／ρ∞Ｕ∞²A∞／Ａ∞＝ρ
lUl²／ρ∞Ｕ∞²〔Al／A_N＋ρgUg²Ag／ρlUl²A_N〕 動圧比の定義によりρlUl²／ρ∞U²∞＝であ
るから ＝〔１＋ρgUg²Ag／ρlUl²Al〕（Al／A_N） となるが、さや状ガスの面積が小さければAl
A_Nだから、 となる。この式の第２項から分るように、さや有
り動圧比はさや無しに比べて大きくなることが分
る。 小さいさや断面はまたさや状ガスの特定の流量
m〓gに対して比較的大きい気体速度を生じさせる。
さや状ガスの速度は250ft／sec以上にすることが
推奨される。さらに、これは＝（m〓g＝０の
とき）という点で侵入度（ガスへの液体の侵入）
と矛盾しない。 従つて、液状供給物流がそれと交差する気体燃
焼生成物流中に侵入することを制御する動圧比
はさや状ガスが使用されて適切な動作をするなら
ば、さらに高い値に調節することができる。さ
や状ガスによつて提供される重要な利益は、液滴
が(a)追加の運動量を得ること、及び／又は(b)初め
に賦与された運動量を一層長く保持することであ
り、これらはいずれも液体の交差して流れる気体
流への侵入度を増大させるものである。さや状ガ
スの運動量は、ガスの質量流量、ガス速度、さや
状ガスの流動断面積、或いはガス密度を変えるこ
とにより調節しうる。さやの形状は液体ノズルの
オリフイスと完全にマツチしたものにして、ガス
が液体噴流の全体を取囲むようにすべきである。 次に、本発明を図面に関連して詳細に説明す
る。 第１図を見るに、本発明の方法を実施する装置
は燃焼帯域１０、この帯域に連通する頚部帯域１
２及び末広がりの反応帯域１４を有する。急冷液
体用ノズル３６及びノズル口３８を有する急冷帯
域１６が反応帯域１４の下流側に配置されてい
る。これら３段階の処理帯域は耐火壁内張り２０
を有する耐火壁１８の内部に収められている。 燃焼帯域１０のテーパ基部には複数個の液相噴
射ノズル２２が配置されている。ノズルは好まし
くは円形断面を有する燃焼帯域１０の周囲に配置
されている。 液相噴射ノズル２２はACR法で分解すべき液
状炭化水素供給物の流れのための段付き円形中央
通路２４を有する。環状通路２６がこの中央通路
２４を取囲んでおり、それにより水蒸気のような
保護ガスの環状さや状流れを提供している。保護
ガスは供給物流を取囲んでノズルから放出され
る。 供給物及び保護ガスの導入流は液体噴射ノズル
２２に供給される前に所望の温度に予熱される
（図示せず）。 流れ３０（供給物及び保護ガス）がノズルから
放出されると、このさや状ガスで保護された供給
物流は燃焼帯域１０からの高温気体状燃焼生成物
流へ噴入され、頚部帯域１２へ送られ、そこで初
期混合が行われる。放出された流れ３０は高温気
体状燃焼生成物中へ入るときに燃焼生成物の運動
量効果を受けて第２図に示すように彎曲される。 第２図に示されているように、さや状に保護さ
れた液体供給物の一体的な流れはノズル２２から
放出されて曲線３２ａと３２ｂの間の領域（１つ
の場合）で限定される末広がり領域を進行する。
噴射された流れの主体部分は燃焼帯域１０または
混合頚部帯域１２の中心軸線を越えないことに注
意すべきである。上記さや状ガスで保護された流
れよりも小さい運動量を有する他の噴射条件（他
の場合）に対しては、曲線３４ａ，３４ｂが噴射
の行われる領域を限定する。液体流の運動量に対
し高温燃焼生成物の有する運動量のより大きい効
果のため、これら曲線の曲率はさらに大きいこと
に注意すべきである。 第１図に示したように、急冷用液体は入口導管
３６から口３８を経て急冷帯域１６に放出され
る。 第３ａ，３ｂ図に示した液体噴射ノズル２２は
液体供給物用の段付きの中央通路または導管２４
と、外側の保護ガス用の環状通路または導管２６
とを有し、保護ガスは入口導管２８から導入され
る。第４ａ，４ｂ図の例では、ノズル本体、中央
導管２４及び外側環状導管２６はすべて眼形に形
成されており、これにより第３ａ，３ｂ図のノズ
ルよりも扁平な流れを形成する。 図示された実施例のノズルの段付き中央液状供
給物通路は当業者には周知の方法で他の内部通路
と協同して該通路を通つて出て行く液体に渦流を
与えることに注意されたい。この渦流は液体が高
温燃焼生成物の流れに噴入された後により効率的
な後期混合を行わせるのに有利である。 次に炭化水素熱分解プロセス中で流体の混合を
行う際に侵入度を高める本発明の方法の実施例を
示す。 実施例 上記の装置を用いて実験を行つた。実験番号１
はさや状ガスを用いない実験であり、実験番号２
はさや状ガスをロートメータ流量計の読みを29％
（1150scfh（32.5m³／ｈ）を100％としたときの割
合）としたときの実験であり、実験３はロートメ
ータ流量計の読みを34.1％としたときの実験であ
る。なお表中の記号は次のように定義される。 Pt＝ノズル出口近くでの気体燃焼生成物流の全
圧（静圧Ｐ∞＋動圧） Ｐ∞＝ノズル出口近くでの気体燃焼生成物流の静
圧 Pinj＝液状石油供給物の噴射圧力

【表】 表に示した各実験では熱い気体状燃焼生成物
の流れの下流軸線へ向けて135゜の同一噴射角を有
する同一の液体噴射ノズルが使用された。この同
一のノズルは次の諸数値を有していた。 渦巻形 液状炭化水素用中心オリフイス直径Do＝0.0791in 放出係数（無次元） Cd＝0.70 スプレイの拡散角度 θ＝23.01゜ Ｐ∞／Pt及びPinjは３つの実験において１％以
下の範囲で一定であつた。ここにCdは動圧qlが
Pinjに比例することから、ql＝Cd²Pinjとおいた
ときの比例係数の平方根を表わし、また拡散角度
θはノズル出口近くにおける液状炭化水素の拡が
りを表わす。これはすべての実験を通じて交差す
る気体流と液体流が同一であり、唯一のちがいが
さや状ガスの作用から直接に生じる侵入度のちが
いだけであることを意味する。 実験１ではさや状ガスは使用されず、一方実験
２、３では液体流がほぼ同一圧力を有し且つ異つ
た圧力のさや状ガスで掩蔽されて保護されてい
る。 次の表は表に示した３つの実験で得られた
無さや動圧比（）の計算のためのデータを示
す。 表 実験1.2.3 Ｐ∞／Dt＝0.59 Pinj＝1370−1371psig 気体燃焼生成物温度＝298〓 ノズル出口近くの温度＝255.9〓 気体燃焼生成物のマツハ数＝0.91 音速＝1051ft／sec Ｕ∞（＝マツハ数×音速）＝954ft／sec ｑ∞＝8.51psia ql（＝Cd²×Pinj）＝671psia （＝ql／ｑ∞）＝79 次の表は表の各実験に対して２つの予め選
沢された下流側距離に対する侵入距離（第２図に
おいて、ノズルオリフイスの下流側への延長線か
ら曲線３２ａ、又は３４ａまでの距離）を示す。
距離測定の原点はノズルオリフイスであり、最大
の噴射（スプレイ）侵入度はスパークシヤドウ写
真のデータから得られた。侵入距離の増大及びそ
れにより得られる効果的な混合は表のデータか
ら分る。実験１のさや無し流れの侵入度は実験２
のさや有り高運動量の流れの侵入度よりも低く、
また実験２の流れの侵入度は実験３のさらに高運
動量の流れの侵入度よりも低い。

【表】 次の計算は表の２つのさや有り実験（実験
２、３）に対してさや有り動圧比の改善があるこ
とを示す。 計 算 実験２、３で用いたさや状ガスの流量はロート
メータ等価流（1150scfhを100％として）で表わ
して次のようになる。 実験２ さや状ガスの流量 0.29×1150＝333.50（scfh）等価流（29％で） 実験３ さや状ガスの流量 0.341×1150＝392.15（scfh）等価流（34.1％で） この等価流を標準圧力及び温度における標準体
積流量Qsに標準化すると次のようになる。 これに実験２、３のさや状ガスの温度、圧力を
入れると次のようになる。 実験２ Qs＝587.56scfh（19℃ 30.6psig）で 実験３ Qs＝762.65scfh（19℃ 40.5psigで） また実験温度におけるさや状ガスの流量Ｑは次
のようになる。 Ｑ（cfh）＝（14.7／14.7＋psig）（460＋〓／530）Q
s 従つて、次の値が得られる。 実験２ Ｑ＝189.30cfh 実験３ Ｑ＝201.64cfh 次に、さや状ガスの速度を求めるに、次の寸法
を用いる。 さや外径 Dso＝0.361インチ＝9.17mm 外側ノズル直径（さや内径）DsI＝7.5mm さや断面積As＝π／４（Dso²−PsI²）＝21.86mm² そうすると、さや状ガスの速度は次のようにな
る。 Ug（ft／sec）＝Ｑ（100）（2.54²）（144）／（21
.86）（3600） Ｑの具体値を入れると次のようになる。 実験２ Ug＝223.47ft／sec 実験３ Ug＝238.04ft／sec また密度は圧力及び温度から次のようになる。 実験２ ρg（lb／ft³）＝0.23（19℃、30.6psigで） 実験３ ρg（lb／ft³）＝0.28（19℃、40.5psigで） （理想気体法則から） 従つてさや状ガスの質量流量は次のようにな
る。 m〓（lb／sec）＝ρgUgAs／（100）（2.54²）（144） 実験２ m〓g＝0.0121lb／sec 実験３ m〓g＝0.0157lb／sec m〓g＝0.665lb／sec 又、液状炭化水素の速度は次の値になる。 Ua＝m〓／ρlAl＝（0.665）(4)（144）／（61.9）π
（0.079²）＝315.61ft／ sec 従つて、さや有り動圧比は次式から計算でき
る。 実験２ 1.0129 実験３ 1.0178 これにより実験２、３の動圧比の増加はそれぞ
れ1.29％及び1.78％であることが分る。これを表
の実測結果と対比すると、下流側距離60mmにお
いて、1.29％の動圧比の増加に対して侵入距離は
81mmから85.36mm（約5.4％増）となり、1.78％の
増加に対しては侵入距離は約11.4％増大すること
が分る。また下流側距離12.0mmにおいても実質的
な改善が得られている。 動圧比との関係を示す式から分るように、
さや状ガスは正の速度及び質量流量である限り、
動圧比は必ず増大するものであり、さや状ガスの
速度は液状炭化水素ないし石油の速度よりも遅く
ても効果がある。動圧比はわずかに１％程度の増
大でも侵入度に大きい効果があることが分り、一
般には１％以上の動圧比の増大が得られるように
さや状ガスの流量及び速度を規定すれば良い。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の炭化水素熱分解法を実施する
に適した装置の燃焼帯域、反応帯域及び急冷帯域
の断面図、第２図は同燃焼及び反応帯域の一部を
図式的に表わした図、第３ａ及び３ｂ図は本発明
の方法の実施に使用される液体噴射ノズルの縦断
面図及び横断面図、第４ａ及び４ｂ図は本発明の
方法の実施に使用される液体噴射ノズルの変形例
の縦断面及び横断面図である。図中主要な部材は
次の通りである。 １０：燃焼帯域、１２：頚部帯域、１４：反応
帯域、１６：急冷帯域、１８：耐火壁、２０：耐
火壁内張り、２２：液相噴射ノズル、２４：段付
き中央通路または導管、２６：環状通路または導
管、２８：入口導管。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 燃焼混合帯域とその下流の反応帯域とを有す
   る装置において、液状石油供給物を、水蒸気存在
   下に流体燃料と酸化剤の燃焼により形成された熱
   い気体状燃焼生成物の流れに導入することによ
   り、炭化水素の熱分解を行う方法において、前記
   液状石油供給物を少くとも１つ流れとして前記熱
   い気体状燃焼生成物の流れに向流の方向で導入混
   合し、その際同時に前記液状石油供給物の前記流
   れの各々を保護ガスの環状さや状流れにより取囲
   んで遮蔽し、且つ前記さや状流れを、前記石油供
   給物のさや有り動圧比がさや無し動圧比よりも
   1.0％以上大きくなるように、運動量を補充する
   に充分な速さと前記液状石油供給物の流れよりも
   実質的に低くない温度とを有せしめて一緒に噴射
   させることより成る熱分解方法。 ２ 特許請求の範囲第１項記載の方法において、
   前記液状石油供給物の流れは前記熱い気体状燃焼
   生成物の流れに対してその上流側から下流側の軸
   線に向けて約120−150度の角度で噴射される熱分
   解方法。 ３ 特許請求の範囲第２項記載の方法において、
   角度は約135度である熱分解方法。 ４ 特許請求の範囲第１項記載の方法において、
   保護ガスは水蒸気である熱分解方法。