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procédé pour le cracking thermique d'huilée hydrocarbonées.
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La présente Invention est relative à un procédé pour la transformation d'huiles hydrocarbonées lourdes en huiles à point d'ébullition plus bas ayant des caractéristiques op-
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tintnp comme combustibles pour moteurs.
L'invention a plus particulièrement pour but de réali- ser un type amélioré' de procédé B<Sir la cracKing de ces hul- les lourdes, qui peuvent 'être des huiles, brutes,des brutes
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utoppéest des brutes réduites, des huiles à gaz et analogues, dans lequel des fractions séparées i.dgères et lourdes de la charge soumise au cracking sont combinées respectivement avec des fractions légères et lourdes d'une charge de re-cireula- tion insuffisamment transformée ou de condensat de reflux et les courants séparés sont soumis aux traiteaentt de cracking individuels Initiaux dans des serpentins de chauffe Indépen.
dants et dans des conditions de réaction contrôlées spéciale-- ment choisies suivant la nature et les exigences de chaque fraction combinée,, suivi généralement d'un traitement de cra-
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eking continu des courante mélangés dans une chambre' de réac- ¯"'''l''\'''' tion.
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La présente invention prévoit un procédé pour la produc- tion de rendement* maximum de combustible pour moteurs ayant
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une valeur ant1-détonnante élevée et qui, en raison des nou- veaux facteurs envisagés dans son élaboration et dans la déter- mination des conditions opératoires optlmum,ezt capable aussi bien d'Un fonctionnement pendant de longues périodes de temps sans les arrête coûteux occasionnas fréquemment dans le passé
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par des ennuls de cokéfaction, que d'adaptation à pratiquement toutes le.; matières premières destinées au craClc1ng qui sont communient employées.
Dans le présent procédé, on emploie le type conventionnel
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de cracking sélectif dans lequel un courant ci9hulle lourde est soumis au cracKing dans un premier serpentin de chauffe, un courant d'huile légère est soumis au cracKing dans un second serpentin de chauffe, les courants chauffés sont ensuite soumis
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au cracelng à l'état mélangé dans une chambre de réaction,
les produits résultants sont séparés à l'état de vapeurs et de ré- sidu non-vaporisé et les dites vapeurs sont fractionnées dans une zone de fractionnement d'où le gaz et l'essence sont récu-
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pérês$ tandis que les fractions de condensation de reflux.lour- des et légères à point dtébUll1tion plus élevé obtenues dans la dite zone de fractionnement sont retournées respectivement aux premier et second serpentins de chauffe mentionnés ci-des- sus en même temps que les fractions lourdes et légères de la charge nouvelle d'huile.
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suivant la présente invention on transforme de 4e 5 à '1' pour cent en poids du courant d'hulle lourde en essence et en gaz dans le premier serpentin de chauffe, on transforme' de 10 à 18 pour cent en poids dU courant d'huile légère.jan essence et en gaz dans le second serpentin- de chauffe et au moins 30 pour cent mais pas plus de 55 pour cent en poids de l'huila totale transformée en essence et en gaz dans le système sont transformés en essenco et en gaz dans la dite chambre de réaction*
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Le procédé suivant la présente invention prévoit un systè- me sélectif de cracking économique et relativement simple qui peut être mis en opération pour la production d'essences ayant des propriétés anti-détonnantes excellentes avec des rendements maximums
appropriés aux caractéristiques désirées pour les pro- duits résiduels et capable d'un fonctionnement continu pendant des périodes. de temps si étendues que leurs durées ne sont usuel- lement limitées que par la nécessité d'inspections périodiques de sécurité de l'installation plutôt que par des cokéfactions ou autres difficultés opératoires qui, dans le passé, ont pres- que toujours rendu impossible un fonctionnement au-delà d'une période de trois ou quatre semaines. En même temps, les produits normalement gazeux de la réaction de cracking sont dans le pré- sent procédé particulièrement riches en oléfines à trois et qua- tre atomes de carbone et facilement polymérisables.
Cette con- tinuité fortement accrue des opérations et l'augmentation de production des produits de réaction les plus désirés, notamment les composants d'essence à nombre d'octane élevé et les oléfi- nes des gaz plus lourds, proviennent en premier lieu de la ma- nière de proportionner et de contrôler les pourcentages des transformations qui ont lieu dans les serpentins de chauffe et dans la chambre de réaction suivant la présente invention.
La cause la plus fréquente des difficultés de fonctionne- ment dans l'opération sélective de cracking conventionnelle a été l'absence de contrôle adéquat de la transformation dans le dispositif chauffant de l'huile lourde. Les transformations au- dessus de 7 pour cent obtenues soit par l'emploi de hautes tem- pératures soit par de longues durées de traitement, soit par les deux, sont accompagnées normalement par le dépôt et l'accu- mulation de coke avec obstruction éventuelle de la conduite ou surchauffe de cette dernière avec interruption résultante de 1' opération ou raté de la conduite.
Au contraire,si dans l'effort d'éviter les difficultés de la cokéfaction,, la transformation dans cette zone est maintenue en-dessous de 4,6 pour cent, le procédé devient peu économique soit à cause de rendements bas, de 1.en-.
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ploi d'un rapport re-circulation extrêmement élevé,, ou parce qu'on doit avoir une chambre de réaction trop grande et par conséquent coûteuse.
L'invention demande un contrôle similaire mais un peu moins rigoureux de la transformation qui a lieu dans le second serpentin de chauffa Des transformations au-dessus d'environ 18 pour cent dans cette zone avec formation de quantités cor- respondamment plus grandes de gaz plus légers et de carbone facilitent la cokéfaction des tubes des fours et des contami- nations des produits résiduels avec des quantités trop grandes, non-désirées:
) de sédiments insolubles dans le benzol et facile tent en même temps la formation de polymères résiduels lourds à partir des composants non-saturés des produits de réaction primaires, tandis que les. transformations en-dessous d'environ 10 pour cent sont nuisibles pour la raison mentionnée ci-dessus de l'économie du procédé et parce que le produit résultant aura un nombre octane plus bas ou sera autrement de qualité intérieure.
Le pourcentage de transformation supplémentaire subie par les affluents mélangés sortant des dispositifs chauffants des huiles légère et lourde, lorsqu'ils traversent la chambre de réaction,, doit également être maintenu au-dessus d'un minimum de 30 pour cent de la transformation totale afin de maintenir un niveau élevé de la qualité du produit et d'économie du pro- cédé et en-dessous d'un maximum de 55 pour cent de la transfor- nation totale, si on doit employer une chambre ayant des dimen- sions économique.
L'un des traits caractéristiques de la présente invention. consiste ence que l'on.maintient 9, entre certaines limites, des relations particulières entre le volume du courant d'huile joui.. de et la charge nouvelle, et entre le volume du courant d'huile légère et la charge nouvelle. Il a été trouvé qu'il est particu- lièrement avantageux pour le fonctionnement du présent procédé de maintenir ces rapports entre les limites déterminées par les équations :
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rE = 198 - 13. 1& - 0,5VK:
+ ot3 et
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r- L = 26$01 - 1? baga - O,ee7K t 0,6 oit rH est le rapport des volumes du courant d'huile lourde à la charge d'huile nouvelle et rL est le rapport des volumes
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du courant d'huile légers à la charge d'huile nouvelle est le poids spécifique de la charge d'huile fraîche (l6,e*/ 1 8. 0.) et X est le facteur de oaractér1sat1on., tel que dé- fini ci-après) de la charge d'huile nouvelle* Le cracking d.'hU11es- hYd1'ocarbonées plus lourdes que l' essence a toujours pour résultat dans la pratique commerciale la formation d'un résidu de sorte qu'on ne peut pas espérer obtenir une transformation de 100 pour cent de l'huile en es- sence et gaz.
La nature et la quantité du résidu toril' dans la
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réaction de cracxing sont soumises à variation non seulement d'après la nature de la charge mais également d'après le type de l'opération de cracking employée Il a été trouvé que, pour une opération suivant la présente Invention* le rendement pro- bable en essence et en gaz que 10-on peut espérer d'une charge
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donnée, peut être évalua au moyen de la reiatiom suivante- : X = 1%6 log À - a.4a (X-9'l) (3e-A) - lac 0 2 où X = le rendement global en pour cent en poids d'essence et de gaz basés sur la charge d'huile nouvelle; poids spécifique
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(r1can 3etroieum Institute) de la charge du huile nouvelle qui peut "être déterminée en partant du poids spécifique G (1660 .1s80j par la formule : 11,6 ,/1, ... 131,p et OYE K = le facteur de caractérisationt tel que défini ci-après de la charge d'huile nouvelle*
Le rendement en essence et en gaz ainsi évalué est celui que l'on peut d'ordinaire espérer quand on produit une essence
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ayant une température finale de }ï04<'c et une valeur anti-déton- nante satisfaisante ainsi QU'tme hulle résiduelle vendable comme
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huile combustible.
Ce rapport permet de faire une sélection initiale d'une distribution de transformation adéquate parmi les zones de réaction et des rapports désirables d'alimenta- tion combinée d'huile légère et d'huile lourde par rapport à la charge d'huile fraîche, en partant des limites respecti- ves spécifiées ci-dessus ) pour amorcer l'opération de Cracking d'une charge donnée.
Ensuite, les conditiona opératoires pour-
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ront 'âtre réglées pour atteindre le meilleur rendement possî- ble en essence ou pour produire de l'essence ayant une valeur enti-détonnante satisfaisante en même temps qu'un produit 17é- eldualre ayant des caractéristiques désirées bien déterminées le tout encore endéans les limites respectives de transforma- tion prescrites par l'invention* Il sera bien compris par les
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teChn1c1ene l'art du cracking d'huiles que des rendements en essence et en gaz comparativement plus grands pourront 1tre es- Pérée en mtme temps que la production d'un produit résiduaire plus lourds et vice-versa.
Le facteur de caractérisation E mentionné ci-dessus est défini pour toute fraction d'huile hydrocarbonée comme étant le rapport entre la racine cubique du point d'ébullition moyen cubique de la fraction en degrés Kelvin et son poids spécifique
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à 16>6*Q et sa valeur est une indication de l'origine générale et de la nature d'une matière première, les stocks ayant des facteurs E relativement élevés quand Ils sont paraffijiiques de une façon prédominante et des facteurs K relativement bas"quand. ils sont aromatiques d'une façon prédominante.
Tandis qu'une méthode de détermination du point d* ébuilition moyen cubiquo mentionné ci-dessus par l'emploi de données d'inspection, expri- mées en unités du système de mesure anglais a déjà été décrite dans la littérature technique (glndustrîal, and Engineering CheMIStrY*s Vol* 2B pages 1408 à 1414) sa détermination en partant des données de distillation d'En-gier d'une huile hydro- carbonée particulière en connexion avec le présent procédé est
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facilitée en se reportant à la figure l dos dessins ci-jointe
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Dans la figure 1, les valeurs de la pente de la courbe de distillation d'Engler,
c'est-à-dire la pente d'une ligne droi- te à travers les points de 10 pour cent et 90 pour cent de la courbe quand on établit le diagramme en pour cent distillés contre la température en degrés Centigrades, en coordonnées
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Cartésiennest sont portées le long des abscisses S, tandis que les valeurs de correction sont portées le long des ordonnées # T,. Les courbes établissent la correction à déduire du
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point d'ébUllition moyen volumétrique pour obtenir le point do ébullîtion, moyen cubique.
Le point d'ébull1tion moyen volu- métrique est pris d'une manière satisfaisante comme la moyenne des températures auxquellea le distillât plus les pertes éga-
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les 104 30, 60* 90 et 90 pour cent en volume de la charge Engler. puisque les courbes, s'appliquent aux corrections pour les points d'ébU11itio moyens volumétriques de 300*o 800.
et 40000) les corrections peur d'autres points moyens volumétriques sont ob- tenues par interpolation entre ces courbe& pour obtenir le point (j,'ébU1JJ.tion moyen cubique correspondant* Il est évidem- ment important qu'aucune décomposition ne se produise dans la distillation Engler de laquelle les points d'ébullition moyens sont calculés par les méthodes ci-dessus. Pour des hullea à
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point dflébùllltion élevé ayant une tendance à subir un cracking pendant la distillation à la pression atmosphérique,
une dis- tillatlon à une pression subatmmphérique est requise avec températures dê correction des/distillation à la base de la pression atmosphé- rique. Si on soupgconne une décomposition dans la dernière
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partie d'une distillation à pression atmosphérique et qu'tme distillation, subatmoophérique ou sous .vide. n'est pas dispo-- nible) la meilleure approximation est obtenue en prenant la température 50 pour cent de la distillation.atmosphérique
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Engler comme le point d'ébU11l1tionvOlumétrique moyen et en basant la correction de la figure 1 sur la pente depuis le point 10 pour cent au point 50 pour cent de la courbe de distillation.
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Des réglages opératoires pouvant être appliqués pour assurer le maintien de la valeur de transformation appropriée dans chacune des diverses zones de réaction, ou pour atteindre les meilleurs rendements suivant les traits caractéristiques de la présente invention,, sont fondés sur deux caractéristiques de base de la réaction de cracking, La valeur du cracking peut être augmentée en augmentant la durée pendant laquelle l'huile
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est exposée à une température de c ackméµ> ou bien en augmen- tant la température de cracking à laquelle l'huile est soumi- se pendant une longueur de temps déterminée, ou bien en aug- mentant aussi bien la durée que la température de cracking.
L'effet du temps sur l'étendue dU cracking est indiquée
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seml-quantatlvement par l'équation pour une réaction mono- moléculaire :
1 100
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t " - in --11 où t Indique le temps qui s'est écoulé il!: 100-2 depuis le commencement de la réaction" L indique la transfor- nation à la fin du temps 1 et x représente une constante connue sous le nom de constante de la vitesse de réaction.Alors
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que pour les réactions de composés purse Z est une vraie cons- tante, il est en général admis que, dans le cas de matières premières destinées au cracking qui d'ordinaire sont des mé-
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langes complexes d* hydrocarbures la valeur Js.
subit un change- ment appréciable pour tout changement dans la valeur de la conversion 1* La durée du cracking de l'huile dans l'une quel- conque des zones de réaction du présent procédé peut 'être ré- glée de diverses manières, notamment en modifiant la quantité d'huile chargée par unité de temps...
Lfeffet de la température sur la valeur du cracking est
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illustré par l'équation d'Arrhenlus : E
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in x lie - + c
RT où K 'est la constante de vitesse de réaction, T est la tempé-
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rature absolue de Zéact:Lon4, E est l'énergie d'activation-du réactautt E est la constante universelle de gaz et jg est une constante. L'on verra facilement que la constante de vitesse
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de réaction augmente avec une augmentation de la température et, de l'équation précédente, que 1 doit augmenter avec K.
La transformation effectuée dans une zone de réaction particuliè- re peut par conséquent varier entre des limites, étendues en réglant la température à laquelle' l'huile est soumise dans cette zone.
Une méthode d'introduction dans le procédé d'une charge nouvelle de matière première destinée au Cracking est montrée dans la figure a des dessins ci-points. Figure 2 montre schéma- tiquement un appareil approprié pour réaliser dans la pratique le procédé suivant la présente invention. La nouvelle charge est alimentée dans ce cas directement au dispositif de frac- tionnement 8 par l'intermédiaire de la conduite 1,soupape 2, pompe 3 et conduite 4, soupape 5,, échangeur de chaleur 6 et @ soupape 7.
La température de la charge telle que déterminée par sa température initiale et la quantité de chaleur ajoutée à l'échangeur de chaleur 6 ou enlevée de celui-ci présente une relation importante parrapport aux volumes respectifs des courants d'huila lourde et légère pris.du dispositif de frac- tionnement à travers les conduites 9 et la;pour être chargés dans les premier et second serpentins de chauffage.
L'addition d'une nouvelle quantité de chaleur à la charge peut se traduire par une augmentation de volume d'huile légère et par une dimi- nution de volume d'huile lourde tandis que, au contraire, l'ad- dition de moins de chaleur ou l'enlèvement de chaleur de la charge nouvelle produit l'effet opposée Dans certains cas* si on le désire,, les matières premières constituant la charge ne doivent pas âtre fournies- du tout au dispositif de fractionne- ment mais peuvent être alimentées directement aux conduites 9 et 18, comme deux fractions séparées légère et lourde* quand on l'alimente au dispositif de fractionnement comme montra la nouvelle charge se comporte quelque peu à la manière d'un agent de refroidissement et de reflux facilitant la séparation des produits.
de réaction à l'état de vapeurs qui pénètrent dans le dispositif de fractionnement par la conduite 81 en un produit
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à la partie supérieure à l'état de vapeur consistant d'une manière prédominante en substances dont le point d'ébulli- tion se trouve compris entre les limites de l'essence et en-dessous de cette limite, et en les fractions de condensa- tion de reflux lourde et légère, mélangées aux fractions lourde et légère de la nouvelle charge pour former les cou- rants d'huile lourde et légère mentionnés Ci-dessus,, dénom- més également des alimentations combinées lourde et légère.
L'alimentation combinée lourde soutirée de la partie inférieur du dispositif de fractionnement est fournie par l'intermédiaire de la conduite ? et soupape 10 à la pompe 11 et de là, par l'intermédiaire de la valve 12 au premienser- pantin de chauffe 13 dans le dispositif de chauffage 14 pour l'huile lourde qui fournit au courant d'huile la chaleur re- quise pour apporter au serpentin 12 les températures; de transformation désirées, pour fournir la chaleur de réaction requise, et pour déterminer la vaporisation partielle du cou- rant, Les produits de la réaction sont évacués dU promier serpentin de chauffe par l'intermédiaire de la conduite 15 et soupape 16 dans la chambre de réaction 17.
L'alimentation combinée en huile légère retirée de la partie supérieure du dispositif de fractionnement par l'inter- médiaire de la conduite 18,. soupape 19 et conduite 20 et sou- pape 21 à la pompe 22, est dirigée par la soupape 23 dans le second serpentin de chauffa 24 dans le four 25 qui fournit au courant d'huile légère assez de chaleur pour apporter les températures de réaction désirées, au serpentin 24, pour satis- faire à la demande pour chaleur de réaction et pour provoquer l'arrivée du courant d'huile, à la sortie du dit serpentine à une température au-dessus de sa température critique.
Le courant effluent du second serpentin de chauffe passe par la conduite 26. qui peut contenir la soupape 37,. vers la chambre de réaction 17, qui est de préférence isolée pour empêcher toute perte appréciable de chaleur par radiation. Alors qu' il.est préférable d'employer deux fours séparés pour le pre-
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mier et pour le second serpentin de chauffe..
dans certains cas, il peut être désirable dans un but d'économie que les deux serpentins soient situés dans un seul four où 16 chauf- fage peut être réglé de manière à contrôler séparément les conditions de réaction dans chaque serpentin d'une manière satisfaisante,
Les produits de réaction des deux alimentations combinées traitées sélectivement pénètrent à la partie supérieure de la chambre de réaction 17,
y sont mélangés et subissent une nouvelle réaction à l'état mélangé pendant leur passage en direction générale vers le bas à travers la chambre vers la sortie dans la partie inférieure de celle-cir La chaleur four- nie la chambre de réaction ne comprend que la chaleur con- tenue par les deux courants d'entrée.. de sorte que la trans- formation dans la dite chambre se fait essentiellement d'une manière adiabatique* La chambre de réaction est aggrandie, sa section droite étant plus grande que la somme des sections droites des deux serpentins de chauffe et elle est de pré- férence disposée verticalement, Normalement, une réduction de température est rencontrée,
la température décroissant depuis l'entrée vers la sortie de la chambre surtout à cause de la chaleur consommée par la réaction qui Y a lieu et dans un moin- dre degré comme résultat des pertes par rayonnement du réci- plent*
Les produits de la réaction sont évacués de la chambre de réaction par la conduite 28 et soupape 29 dans la chambre de déflagration 30.
Une réduction de la pression a générale- ment lieu à la soupape 29, la soupape fournissant un moyen de contrôle de la pression dans la chambre de réaction qui est de préférence maintenue entre les limites depuis environ 13 jusque environ 30 atmosphères* Le procédé, suivant la présente Invention s'opère avec une température moyenne de la chambre de réaction comprise entre 440 C et 510 C. quoique des températures moyennes comprises entre environ 460*0 et environ 500*0 soient préférées*.
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L'opération satisfaisante du procédé a lieu en général quand la premier et le second serpentin de chauffe peuvent fonctionner avec des pressions de sortie ne dépassant la pression dans la chambre de réaction que de la valeur des chutes de pression qui accompagnent les écoulements dans les conduites de transfert respectives 15 et 26 et quand on applique ce type d'opération,
les soupapes 16 et 27 sont fréquemment omises*. Cependant ce mode d'opération n'est pas essentiel et il est endéans la portée de l'invention d'em- ployer des soupapes 16 et 27 pour contrôler séparément les pressions de sortie des serpentins de chauffe indépendamment l'une de l'autre et de la chambre de réaction chaque fois que cela est désirable ou nécessaire pour le contrôle adéquat des conditions de réaction dans les serpentins de chauffe*
L'alimentation combinée lourdependant qu'elle traver- se le premier serpentin de chauffe est do préférence chauf- fée à une température depuis environ 460 C jusqu'à environ 510 C,
la température étant choisie et la pression étant con- trôlée pour s'assurer qu'au moins 25 pour cent de l'huile lourde sont maintenus à l'état liquide afin d'empêcher le dé- pot de particules ressemblant à du coke L'alimentation com- binée légère traversant le second serpentin de chauffe est de préférence relevée à une température plus élevée que sa température critique),ce traitement plus sévère de l'huile légère'étant permis et même désirable parce que ces matiè- res premières sont plus réfractaires tout en possédant une tendance moindre à la formation de coke que les alimentations combinées lourdes.
Le passage des produits de la réaction évacués de la chambre de réaction à travers la soupape réductrice de pres- sion 29 et de là, à travers la conduite 28 dans la chambre de déflagration 20 est accompagné d'une vaporisation supplé- mentaire des composants plus légers qui y sont contenus et la vaporisation peut continuer un peu même après l'entrée des dits produits dans la chambre de déflagration où s'effectue la
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séparation des produits résiduaires vaporisés des non-vaporisés.
Les premiers sont évacués de la partie supérieure de la chambre de déflagration'et sont ensuite alimentés par la conduite 31 et soupape 32 vers le dispositif de fractionnement où. se fait la séparation entre les composants gazeux et la substance normale- ment liquide qui bout entre les limites du combustible pour mo- teur d'un côté et les fractions de condensat de reflux plus lourdes.'d'un autre daté, comme décrit ci-dessus.
Les produits résiduaires liquides non-vaporisés qui s'accumulent au fond de la chambre de déflagration en sont retirés par la conduite 33 et soupape 34 et peuvent 'être délivrés au magasinage ou bien une zone de séparation secondaire telle que le dispositif 60 servant à l'enlèvement de résidu* L'un'- des traite caractéristiques de la présente invention est de faire dévier vers et d'alimenter dans la chambre de dé- flagration une fraction contrôlée du courant d'huile légère sou- tirée d'une partie à niveau élevé, du dispositif de fractionne- ment avant que le dit courant n'ait été chauffé dans le second serpentin de-chauffe 24 et,
si cela est utile ou désirableaprès que le dit courant a été refroidi par son emploi comme agent de chauffage dans un ou plusieurs échangeurs de chaleur ou ré- chauffeuns non montrés dans les dessins, ou par 4' autres moyens* Un tel dispositif est représenté:
dans la figure 9 par la conduite 46 à travers laquelle une fraction du courant d'huile légère est déviée par la soupape 47,' vers la pompe 48- et ensuite, à tra- vers la soupape 49, vers les dits moyens de refroidissement, le courant refroidi étant retourné- par la conduite 69 vers des con- duites de connexion qui à leur tour livrent la dite huile à la chambre de déflagration pour servir d'huile d'extinction, tout excès étant retourné au dispositif de fractionnement par la con- duite 73 et soupape 74.
Cet hydrocarbure liquide refroidi ou courant d'extinction aide la séparation des produits résiduaires Indésirables.des produits à l'état de vapeur désirables en s'y mélangeant simultanément et en enlevant de la chaleur des dits produits, en déterminant la déflagmation ou la précipitation
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de ces produits résiduaires lourds qui pourraient être présents dans,, ou entraînés par les produits à l'état de vapeur, tout en subissant lui-même la vaporisation et de cette manière, l'enlè- vement avec le courant de vapeurs qui le recouvre et récupéra- tion dans le dispositif de fractionnement,,
Le courant d'extinc- tion peut 'être fourni à la chambre de réaction instantanée en un point ou en plusieurs points et une méthode spécifique d'ap- plication de l'extinction est représentée dans le dessin par la conduite 69 qui délivre l'agent de refroidissement par la sou- pape 70 à une jonction avec la conduite 28, où le dit courant d'extinction est mélangé avec la chambre de réaction effluente juste avant l'entrée dans la chambre de déflagration,
et par la conduite 71 qui délivre l'agent de refroidissement par la sou- pape 72 à la partie supérieure de la chambre de déflagrations
La séparation des produits à l'état de vapeur du résidu qui ne se trouve pas à l'état de vapeur dans la chambre de dé- flagration peut être facilitée davantage si on le désire par l'emploi de bacs placés côte-à-cöte dans la dite chambrer de dé- flagration ou par d'autres moyens similaires pour l'amélioration du rendement de la dite séparation,,
mais ces dispositifs ne sont employés en général que lorsque le résidu liquide est soutiré de la chambre- de déflagration et est délivré au magasinage di- rectement sans être soumis à un autre traitement pour la récupé- ration de composants plus légers contenus dans le dit résidu. L' enlèvement de composants légers de valeur du résidu- dans la chambre de déflagration peut être aidé par le fonctionnement de la chambre de déflagration à une pression réduite appropriée.
Lorsque, ainsi qu'illustré dans la figure 2, une installa- tion secondaire est prévue pour la récupération de composés lé- gers plus précieux du liquide résiduaire soutiré de la chambre de déflagration, le résidu liquide étant alimenté par la conduite 33 et la soupape 84 de contrôle de résidu au dispositif 50 d' enlèvement du résidu dans lequel les vapeurs engendrées avec 12 aide de la réduction de pression au moyen de la soupape 34 sont séparées et portées au-dessus par la conduite 51 et soupape 52
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vers le condenseur 53, la substance condensée et les gaz non- condensables étant à leur tour alimentés dans le récipient 66 par la conduite 75 et soupape 64.
Des gaz non-condensables qui s'accumulent dans le récipient 66 sont libérés à travers la conduite 78 et la soupape 75 de contrôle de la pression et peu- vent être évacués. emmagasinés ou employés comme combustible* tandis que le condensat liquide reçu dans le récepteur 65 est alimenté vers la pompe 68 à travers la conduite 68 et soupape 57 et de là, une partie est délivrée à travers la conduite 59 et soupape 60 à la partie supérieure du dispositif 60 d'enlè- vement de résidu où elle sert d'agent de refroidissement et de reflux, le solde du dit condensat étant retourné au circuit d'extinction par la conduite 61 et la soupape 62.
Le résidu lourd dont la matière à l'état de vapeurs a été, enlevée. peut être évacué de la partie inférieure du dispositif 50 et délivré au magasinage à travers la conduite 63, soupape 64, pompe 65, conduite 66, soupape 67 et refroidisseur 68.
Les substances gazeuses et substances dont le point d'ébUl- lition:. se trouve compris entre les limites d'ébullition de l'es- sence, qui. sont évacuées de la partie supérieure du dispositif de fractionnement 8 par les conduites 35 et soupape 36 sont re- froidies et soumises à la condensation dans le condenseur 37 et en sont évacuées à travers la soupape 38 vers le récipient 39, Une partie contrôlée du condensat qui s'accumule dans le dit ré- cipient est retournée par la conduite 40, soupape 41, pompe 42 et soupape 43 vers le dispositif 8 pour servir d'agent de re- froidissement et de reflux et le solde du condensat est retiré de manière continue et délivré à travers la conduite 44 et sou- pape 46 vers un système stabilisateur d'essence non montré.
Les gaz non-condensables-; qui s'accumulent dans le récipient 39 sont libérés, à travers la conduite 76 et la soupape 77(et peuvent 'être alimentée directement à une Installation de polymérisation (non montrée ou bien d'abord à un système de concentration de gaz pour purification et séparation fractionnelle et de là, vers une installation de polymérisation,, ou pour d'autres emplois.
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L'application de la présente invention et les avantages qu'elle confère sont illustrés dans l'exemple suivant :
Une Installation commerciale de cracking sélectif à deux serpentins du type décrit ci-dessus est mise en oeuvre pour ef- fectuer le cracking thermique de 159 mètres cubes par jour d' une charge d'huile nouvelle ayant les propriétés données dans le tableau l@ tableau l
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<tb> Poids <SEP> spécifique <SEP> 0,8602
<tb>
<tb> Facteur <SEP> de <SEP> caractérisation, <SEP> K <SEP> 9,86
<tb>
<tb> Distillation <SEP> Engler
<tb>
<tb> Volume <SEP> présent <SEP> distillé <SEP> Température <SEP> 0.
<tb>
<tb>
10 <SEP> 249
<tb>
<tb> 30 <SEP> 292
<tb>
<tb> 50 <SEP> 888
<tb>
<tb> 70 <SEP> 882
<tb>
<tb> 90 <SEP> 466
<tb>
<tb> Pente <SEP> Engler
<tb>
0 par unité de volume pour cent 2,71
Un calcul préliminaire basé sur la formule ci-dessus pour l'estimation du rendement de cracking probable montre que l'on peut espérer obtenir un produit gazeux et de l'essence égaux à approximativement 75,5 pour cent en poids de la charge, tout en produisant en même temps une huile résiduaire pouvant facilement âtre vendue comme huile combustible.
Après avoir mis l'installation en marche, après avoir ef- fectué de petits réglages pour réaliser un fonctionnement sans heurts et après d'autres réglages de facteurs variables dans un effort initial d'atteindre le rendement probable ci-dessus d'es- sence et de gaz, les conditions opératoires de la marche No 1 du tableau No 2 sont établies. Cette opération est caractérisée par une distribution-de la charge d'huile nouvelle et de la charge de re-circulation non transformée combinés,entre les alimentations- combinées lourde et légère dans le rapport approximatif de vo- lume de 55 : 45.
<Desc/Clms Page number 17>
Des températures de sortie du serpentin de chauffe de 491 et 532 C produisent les transformations (pouvant être détermi- nées par l'analyse d'échantillons) des alimentations combinées lourde et légère respectivement de 7,5 et 11,0 pour cent en poids ce qui correspond à une transformation d'envimon 9,0 pour cent en poids de l'effluent total de serpentin de chauffe qui entre dans la chambre de réaction. Dans cette dernière zo- ne,une nouvelle réaction a lieu, correspondant à environ 6,6 pour cent de transformation, ce qui ramène la transformation totale par passe à 15,8 pour cent en poids. Cela à son tour représente une production totale par heure de gaz et d'essence de 4305 kilos, ce qui., sur la base de la matière première cons- tituant la charge, représente l'obtention du rendement estimé de 75,5 pour cent en poids*.
L'opération.d'après ces conditions continue relativement sans heurts pendant environ 20 à 30 jours. Oependent, à la fin de cette période, devient difficile de maintenir le courant de l'alimentation combinée lourde par le premier serpentin-de chauffe. Ces ennuis empirent rapidement et nécessitent l'arrêt de l'installation endéans quelques heures à cause de l'accumu- lation d'un dépôt semblable à du cake dans les tubes du serpentin.
Les données de l'opération No l montrent que. tandis que la valeur de 2,0 pour le rapport rL est endéans les limites dé- terminées par l'équation pour rL (pour cette charge) à 1,81 0,5 la valeur correspondante de 2,6 pour le rapport rH est substan.- tiellement en dehors des limites établies par la dite équation, pour % à 2,99 0,3,
Après le nettoyage des tubes salis du premier serpentin de chauffe,,l'installation de cracking est de nouveau mise en marche et une deuxième opération.est réalisée dans des condi- tions opératoires données dans la colonne 8 du tableau 2, Dans ce cas, les valeurs rH et rL sont toutes deux endéans les limi- tes établies par les équations respectives.
<Desc/Clms Page number 18>
Toutefois, l'opération de cette manière, quoique sans heurta et salis ennuis,a pour résultat un rendement fortement réduit du combustible pour moteur désirée Des échantillons pris aux sorties du serpentin de chauffe montrent que le traitement modifié de l' huile dans le second serpentin de chauffe a relevé la transforma- tion qui s'y produit à environ 15 pour cent en poids, soit une augmentation de 36 pour cent par rapport à celle de l'opération No 1, tandis que le réglage opposé réalisé par rapport au premier- serpentin de chauffe a abaissé la transformation qui s'y produit jusqu'à environ 4,0 pour cent en poids-, soit une réduction d'en- viron 47 pour cent* Il a été trouvé qu'une augmentation du taux de retrait de résidu de la chambre'de déflagration (30)
est né- cessaire afin d'y maintenir un niveau opératoire convenable, le résidu retiré étant en même temps trop léger.
Les données de la colonne No 3 dU tableau 3 montrent l'opé- ration de cracking lorsqu'on fait la sélection de conditions opératoires, suivant la présente invention. L'augmentation de transformation de 8 pour cent en poids dans le premier serpentin de chauffe permet.'obtenir une augmentation de la quantité de chaleur et de la température moyenne de la matière qui entre et qui traverse la chambre de réaction; ce qui re-établit une trans- formation totale substantiellement comme dans l'opération No 1.
En opposition cependant avec l'opération No 1, une opération con- tinue est accomplie dans laquelle le rendement probable estimé est obtenu avec succès avec production simultanée d'un résidu pouvant tre vendu comme huile combustible. Le résultat de l'ope- ration d'après ces conditions est un fonctionnement continu sans heurtsde 150 jours, l'arrêt final se faisant pour l'inspection de routine de l'installation.
Tableau 2.
EMI18.1
<tb>
Opération <SEP> No <SEP> 1 <SEP> 2
<tb>
<tb> Oharge <SEP> d'huile <SEP> nouvelle
<tb>
<tb> Mètres <SEP> cubes <SEP> par <SEP> JOUI, <SEP> 159 <SEP> 153 <SEP> 159
<tb>
<tb> Kilos <SEP> par <SEP> heure <SEP> 5,700 <SEP> 5,700 <SEP> 5,700
<tb>
<Desc/Clms Page number 19>
EMI19.1
<tb> opération <SEP> No <SEP> 1 <SEP> 2 <SEP> 3
<tb>
<tb> Premier <SEP> serpentin <SEP> de <SEP> chauffe
<tb>
<tb> Alimentation <SEP> lourde <SEP> combinée
<tb>
<tb> mètres <SEP> cubes <SEP> par <SEP> jour <SEP> 398 <SEP> 486 <SEP> 465
<tb>
<tb> kilos <SEP> par <SEP> heure <SEP> 15,800 <SEP> 18,200 <SEP> 18,200
<tb>
<tb> poids <SEP> spécifique <SEP> 0,9462 <SEP> 0,8483 <SEP> 0,9433
<tb>
<tb> facteur <SEP> de <SEP> caractérisation <SEP> 9,2 <SEP> 9,08 <SEP> 9,08
<tb>
<tb> rH <SEP> 2,5 <SEP> 2,92 <SEP> 2,92
<tb>
<tb> Température <SEP> de <SEP> sortie,
<SEP> @C <SEP> 481 <SEP> 474 <SEP> 481
<tb>
<tb> Pression <SEP> de <SEP> sortie,en <SEP> atmosphères <SEP> 23,8 <SEP> 23,8 <SEP> 23,8
<tb>
<tb> Pour <SEP> cent <SEP> de <SEP> liquide <SEP> à <SEP> la <SEP> sortie <SEP> 67 <SEP> 95 <SEP> 70
<tb>
<tb> Gaz <SEP> et <SEP> essence
<tb>
<tb> Kilos <SEP> par <SEP> heure <SEP> 1,170 <SEP> 728 <SEP> 1,092
<tb>
<tb> transformation <SEP> en <SEP> pour <SEP> cent <SEP> en <SEP> poids <SEP> 7,5 <SEP> 4,0 <SEP> 6,0
<tb>
<tb> rendement <SEP> en <SEP> pour,cent <SEP> en <SEP> poids <SEP> 20,5 <SEP> 12,8 <SEP> 19,2
<tb>
<tb>
<tb> second <SEP> serpentin <SEP> de <SEP> chauffa
<tb>
<tb> Alimentation <SEP> légère <SEP> combinée
<tb>
<tb> mètres <SEP> cubes <SEP> par <SEP> jour <SEP> 318 <SEP> 251 <SEP> 251
<tb>
<tb> Kilos <SEP> par <SEP> heure <SEP> 12,000 <SEP> ,400 <SEP> 8,400
<tb>
<tb> poids <SEP> spécifique <SEP> 0,,
0042 <SEP> 0,8884 <SEP> 0,8884
<tb>
<tb> facteur <SEP> de <SEP> caractérisation <SEP> 8,96 <SEP> 8,96 <SEP> 8,96
<tb>
<tb> Rl <SEP> 2,0 <SEP> 1,58 <SEP> 1,58
<tb>
<tb> Température <SEP> de <SEP> sortie, <SEP> .C <SEP> 532 <SEP> 538 <SEP> 538
<tb>
<tb> Pression <SEP> de <SEP> sortie <SEP> en <SEP> atmosphères <SEP> 23,8 <SEP> 23,8 <SEP> 23,8
<tb>
<tb> Température <SEP> critique <SEP> de <SEP> l'effluent <SEP> 410 <SEP> 399 <SEP> 399
<tb>
<tb> Gaz <SEP> et <SEP> essence
<tb>
<tb> Kilos <SEP> par <SEP> heure <SEP> 1,320 <SEP> 1,409 <SEP> 1,409
<tb>
<tb> transformation <SEP> en <SEP> pour <SEP> cent
<tb> en <SEP> poids <SEP> 11,0 <SEP> 15,0 <SEP> 16,0
<tb>
<tb> rendement <SEP> en <SEP> pour <SEP> cent <SEP> en
<tb> poids <SEP> 23,2 <SEP> 24,7 <SEP> 24,
7
<tb>
<Desc/Clms Page number 20>
EMI20.1
<tb> opération <SEP> No <SEP> 1 <SEP> 2 <SEP> 3
<tb>
<tb> Résumé <SEP> t <SEP> serpentins <SEP> de <SEP> chauffe
<tb>
<tb> Alimentation <SEP> combinée <SEP> totale,,
<tb>
EMI20.2
kilos par heure 27,600 27,600 27,600 Gaz et essence en Xg/heUre 2,490 SL,36 3,501 Transformation en pour cent en poids 9âO2 7174 9,oe 0#mbre àe réa¯ctlon
EMI20.3
<tb> Température <SEP> moyenne <SEP> en <SEP> .C <SEP> 488 <SEP> 480 <SEP> 488
<tb>
EMI20.4
pression moyenne en atmosphères 23 8 S3,8 e3,8
EMI20.5
<tb> Gaz <SEP> et <SEP> essence <SEP> en <SEP> kgs <SEP> par <SEP> heure <SEP> 1,816 <SEP> 1,447 <SEP> 1,804
<tb>
EMI20.6
Transformation en pour cent en poids 8,58 5"ne 6,54 Rendement en pour cent en Poids 3l:
,8 25,4 31,6
EMI20.7
<tb> Ressac
<tb>
<tb> Total <SEP> gaz <SEP> et <SEP> essence <SEP> par <SEP> passe,
<tb>
EMI20.8
Kilos par heure 4,805 8,584 4,804
EMI20.9
<tb> Conversion <SEP> totale <SEP> par <SEP> passe <SEP> en
<tb>
EMI20.10
pour cent, en poids 15te Iseo 16j,6
EMI20.11
<tb> Pour <SEP> cent <SEP> produit <SEP> dans <SEP> la <SEP> chambre
<tb> de <SEP> réaction <SEP> 42,1 <SEP> 40,5 <SEP> 41,8
<tb>
<tb> Rendement <SEP> global <SEP> en <SEP> pour <SEP> cent <SEP> en
<tb>
EMI20.12
poids 75,6 6 ,9 75es