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Procédé de cracking oxydant d'hydrocarbures non-aromatiques et produits gazeux obtenus au moyen de ce procédé.
La présente invention est relative au cracking oxy- dant d'hydrocarbures non-aromatiques contenant au moins deux atomes de carbone par molécule et à l'emploi de cette réaction de manière à produire un ga, convenant particulièrement à l'em- ploi comme combustible dans les systèmes de distribution de gaz de ville.
La consommation en gaz de ville varie dans de larges limites, particulièrement en raison des variations dans les conditions atmosphériques, avec des pointes journalières nui, dans les conditions critinues de certains jours de l'année, at- teignent deux fois ou plus la demande normale. Le procédé selon l'invention a particulièrement pour but de fournir un moyen éco- nomique de production de gaz supplémentaire, interchangeable avec celui constituant la distribution normale dans la même zone, de faon à satisfaire à ces pointes critiques occasion- nelles ou à remédier à un manque accidentel de fourniture nor- male en gaz.
Le procédé ue l'on va décrire a pour caractéristique de pouvoir fournir à volonté du gaz de pouvoir calorifinue com- pris entre 4900 et 11.600 kilocalories environ par mètre cube, dont le taux de combustion et les autres caractéristiques permet tent une interchangeabilité exceptionnelle avec les gaz normaux de charge utilisés généralement dans ces limites et comprenant du gaz à l'eau carburé, du gaz de four à coke, du gaz naturel
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et des mélanges de ces gaz, tels ou'ils sont employésour satis- faire aux fournitures économiaues des différentes localités.
Le propane et le butane et leurs mélanges contenant souvent des Quantités variables des oléfines correspondantes, propylène et butylène, sont très employés en mélange avec de 1' air comme substitut au gaz de ville ou gaz de pointe. Mais ils comportent de sérieuses limitations et des inconvénients pro- venant de la densité élevée et du faible taux de combustion de ces mélanges, comparativement aux gaz ordinaires de même pou- voir calorifioue.
C'est ainsi que, pour fournir un taux simi- laire de combustion et une continuité sûre de la flamme dans les applications domestinues, il est nécessaire de fournir des mélan- ges de propane et d'air d'environ 12. 400 kilocalories par mètre cube pour remplacer une fourniture normale de gaz naturel de 8. 900 kilocalories environ ou un mélange propane-air de 10.2 00 à 10. 700 kilocalories pour remplacer ou constituer un supplément à un gaz mixte ordinaire formé de 50 parties de gaz naturel et 50 parties de gaz de four à coke de 7. 100 kilocalories. On voit donc oue le pouvoir calorifinue est notablement plus élevé oue celui du gaz ordinaire.
On remédie à cette perte effective de valeur therminue en transformant, au moyen du présent procédé, le propane et le butane et gaz similaires liouéfiés du pétrole, en un gaz de densité plus faible brûlant plus vite. Ledit procé- dé sera désigné ci-après sous le nom de procédé "autothermique".
Il est remarnuable en ce nue cette transformation est effectuée moyennant une consommation de puissance thermique inférieure à 5% du pouvoir calorifinue total du gaz de pétrole liauéfié et autres mélanges d'hydrocarbures de charge.
Le présent procédé a pour autre mérite de ne comporter que des frais d'installation très faibles, de telle sorte aue les frais fixes, ouand l'installation ne fonctionne pas, sont eux-mêmes faibles.
Une autre caractéristique du procédé est u'il est susceptible d'un degré élevé de réglage automatioue, de telle sorte que les frais de fonctionnement sont minimes.
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Dans l'un de ses modes de mise en oeuvre, la présen- te invention comporte le préchauffage séparé de deux courants, l'un comprenant un hydrocarbure non-aromatique contenant au moins deux atomes de carbone par molécule, l'autre comprenant de l'air ou un gaz contenant de l'oxygène en quantité supérieu- re à 20% en volume, à une température comprise entre 540 et 8700 C, par échange de chaleur avec des produits gazeux de réac tion chauds provenant de l'opération décrite ci-aprè, le mélan ge mutuel intime des courants préchauffés dans des proportions telles que la teneur en oxygène soit de 10 à 35 parties envi- ron en poids pour 100 parties d'hydrocarbure,
l'évacuation du mélange ainsi obtenu dans une zone de réaction et la mise en ré action dans ladite zone de l'hydrocarbure et de l'oxygène dans des conditions sensiblement adiabatinues, l'extraction des pro- duits chauds de la réaction de ladite sone, en échange indirect de chaleur avec les courants entrants, et la récupération des produits refroidis de la réaction.
Dans un mode de mise en oeuvre plus particulier, la présente intention se rapporte à un procédé destiné à diminuer la densité et le pouvoir calorifique du propane, ledit procédé comprenant le préchaufiage séparé d'un courant de propane et d' un courant d'air à une température comprise entre 650 et 7600 C environ par échange indirect de chaleur avec les produits chauds de la réaction obtenus comme décrit ci-après, le mélange intime des courants préchauffés dans des proportions telles que la teneur en oxygène soit comprise entre 15 et 45 volumes en- viron du propane présent, l'évacuation du mélange ainsi obtenu dans une zone de réaction et la réaction dans cette zone du propane et de l'oxygène dans des conditions sensiblement adia- batiues, l'extraction des produits chauds de la réaction de la dite zone,
en échange indirect de chaleur avec les courants gazeux entrants et la récupération des produits refroidis de la réaction, l'échange de chaleur et les pertes de chaleur pro- venant de la zone de réaction étant contrôlés de manière à don- ner un rendement de combustion supérieur à 50% environ, et le
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pourcentage d'oxygène, relativement au propane, dans le mé- lange réactionnel étant en corrélation avec le rendement de la combustion de manière à se trouver entre les droites AB et CD du graphinue de la Fig.I qui sera décritpar la suite) pour obtenir le pouvoir calorifique désiré et la densité voulue des gaz de réaction.
En résumé, le présent procédé comprend le préchauffa- ge séparé d'un courant d'air ou d'oxygène et d'un courant d' hydrocarbure tel nue du propane à une température comprise entre 540 et 870 C environ, en employant la chaleur contenue dans les produits gazeux pour fournir ce préchauffage par é- change de chaleur, le mélange complet et très rapide de ces deux courants de charge préchauffés séparément à une tempéra- ture supérieure à celle à laouelle ils réagissent entre eux spontanément par combustion partielle, la durée de séjour dans la zone de mélange étant plus faible nue celle employée dans la zone suivante de réaction,
l'abandon du mélange à la réac- tion dans des conditions sensiblement adiabatioues dans une zone de réaction conçue de manière à entretenir l'agitation des gaz réagissants et le refroidissement des produits de la réac- tion par échange de chaleur avec les courants entrants d'hydro- carbure et d'air.
Dans ce procédé, il y a combustion partielle d'une partie du courant d'hydrocarbure, donnant de l'oxyde de carbone de l'hydrogène, une certaine quantité d'eau et des ouantités plus faibles d'anhydride carbonique. Une plus grande partie de l'hydrocarbure est décomposée thermiquement par cracking en donnant de l'hydrogène, du méthane, de l'éthylène et des quan- tités plus faibles d'autres gaz. Une quantité plus ou moins grande d'hydrocarbure non décomposé peut être présente égale- ment dans les gaz produits, suivant la quantité d'oxygène par rapport à la ouantité d'hydrocarbure présente dans les courants de charge et l'importance consécutive des réactions de combus- tion et de cracking qui se produisent.
Ainsi, la chaleur engen- drée par les réactions de combustion fournit la chaleur néces-
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saire aux réactions endothermiques de cracking et aux pertes' de chaleur qui se produisent au cours du processus. Une carac- téristioue particulière du présent procédé est que l'opéra- tion est conduite d'une manière telle nue ces pertes de chaleur sont réduites au minimum; outre qu'elles participent propor- tionellement au coût du procédé, elles influent directement sur la auantité du gaz produit.
Ceci devient clair si l'on considère oue lorsou'on emploie de l'air -qui est la source d'oxygène la plus pratique- si on utilise plus nue la quantité d'air minimum pour obtenir le degré désiré de cracking et la production consécutive de com posants de faible densité et de taux élevé de combustion, nota:: ment d'hydrogène, d'éthylène et de méthane, cela se traduira par une dilution plus élevée des gaz produits dans l'azote.
Cette dilution dans l'azote augmente la densité, retarde la vi- tesse de combustion et abaisse le pouvoir calorifique.
Cette relation entre la nualité du gaz produit, le rapport oxygène/hyurocarbure dans les courants de charge et le rendement thermiaue de l'ensemble du procédé est représentée par le graphioue de la Fig.I, relatif à la série des gaz pou- vant tre obtenus à partir du propane. On obtient des graphique- similaires avec d'autres charges d'hydrocarbures, telles que du butane ou des mélanges contenant ou non des oléfines corres- pondantes, ou des mélanges avec des hydrocarbures à poids molé- culaire supérieur.
Dans la Fig. I, l'abcisse X indinue la densité du gaz par rapport à la densité .de l'air(égale à 1) et l'ordonnée Y indinue la valeur calorifique en kilocalories par mètre cube.
La Fig. I montre la relation de la concentration en oxygène, de la densité et du pouvoir calorifinue dans le cas du cracking oxydant du propane, pour divers rendements de combustion allant de 50 à 100% (zone délimitée par les droites A-B et C-D) com- parativement avec les mélanges simples de propane et d'air re- présentés par la droite G-H. Les droites A-B, C-D et E-F en
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traits pleins, représentent les densités en fonction de la va- leur calorifique totale, respectivement pour des rendements de combustion de 100%, 50 % et 75%.
Les droites en traits pleins coupant les droites A-B, C-D et E-F à angle aigu indiauent les molécules pour cent d'oxygène, par rapport au propane, de 15 à 45 %, chaaue droite succesive indinuant un accroissement de 5%.
Les droites en traits interrompus coupant les droites en traits pleins dans la zone A B C D indiauent le propane ayant réagi entre 40 et 95 %, Les points en pour cent marqués sur la droite G-H indiquent les molécules pour cent d'oxygène dans le mélange propane-air.
Pour interpréter ce graphiaue, il est commode de dé- finir le rendement thermioue du procédé de deux manières diffé- rentes. En premier lieu, on désigne le rapport, exprimé en pour- centage, de la teneur calorifique totale de l'ensemble des gaz sortants à celui de l'hydrocarbure entrant par l'expression- "rendement thermiaue brut', savoir : m3 x Kcal/m3 valeur calorifi- que brute des gaz produits
EMI6.1
Rendement thermioue brut 100 x######################
Rendement thermioue brut % - 100 xm3 x Kcal/m' valeur calorifi- que brute de l'hydrocarbure de charge.
En second lieu, on désigne par l'expression : ment de combustion" le rapport, exprimé en pourcentage, de la chaleur absorbée par les réactions de cracking intervenant, divi- sée par la chaleur engendrée par les réactions de combustion.
Ainsi, la auantité minimum théorioue d'oxygène recuise pour obtenir un degré déterminé de cracking et donc, quand on emploie de l'air, la quantité minimum d'azote présent dans le produit gazeux, est atteintepour un rendement de combustion de 100%, quand il n'y a pas de pertes de chaleur dans le système. Ceci correspond théoriquement à une installation parfaitement isolée et possédant des échangeurs de chaleur tels que la totalité de la chaleur des produits gazeux dont la température est supéri- eure à la température des courants de charge à l'entrée est tra
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férée auxdits courants de charge.
Dans un tel cas il est clair que puisqu'il n'y a aucune perte de chaleur dans le système, le pouvoir calorifique total des gaz produits doit être égal à celui de la charge ; dans le cas idéal, un rendement de combustion de 100 % coïncide avec un rendement thermique brut de 100 %.
Aux valeurs pratioues du rendement de combustion tel- les que celles obtenues au laboratoire et dans une petite instal lation d'essai, ces rendements étant par exemple de 55 à 50 %, avec une perte de 22 à 27 % de la chaleur libérée par la com- bustion à travers l'isolant et de 23% résultant du rapport de la température de 1930 C. des gaz produits à la température de 27 C des gaz entrants, les expériences montrent que le ren- dement thermique brut varie de 98% à 95,5 suivant le degré de cracking. Il est de plus évident qu'à plus grande échelle la perte proportionnelle de chaleur par l'isolement peut être ré- duite de dix fois au moins, avec réduction correspondante des Quantités d'oxygène chargé et du gaz de combustion.
On peut ain- si prévoir des rendements pratinues de combustion de 75 %, avec des rendements thermiaues bruts de 99 à 97,5 %.
Si l'on se reporte au graphiaue de la Fig. I, oui est la corrélation des données provenant de nombreuses expériences, dont certaines sont données ci-après à titre d'exemples, on voit oue si on emploie une installation ayant un rendement d' échange de chaleur et un isolement thermioue suffisants pour ob- tenir un rendement de combustion de 50 %, et au'on mélange par exemple dans cette installation de l'air contenant 79 parties d' azote et 21 parties d'oxygène en volume avec 100 volumes, de pro- pane, par exemple suivant le rapport air/propane de 1/1, on ob- tiendra un produit gazeux de densité de 1,03 (air = 1) et de pouvoir calorifique de 9185 kcal. par mètre cube. Ce gaz contien dra 33 % d'azote et autres composants, suivant le tableau 1.
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- TABLEAU 1 - Cracking autothermique du propane.
Répartition des produits provenant de la canalisation, d'après des données expérimentales sur les composants séparés.
Mois. pour 100 mols. de propane de charge, d'après le pourcen- tage de transformation du propane.
EMI8.1
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40 <SEP> 50 <SEP> 60 <SEP> 70 <SEP> 80 <SEP> 90 <SEP> 95 <SEP> 97,5
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<tb> Craoués
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<tb> H2 <SEP> 12,7 <SEP> 14,2 <SEP> 19,0 <SEP> 21,4 <SEP> 20,55 <SEP> 20,2 <SEP> 21,4 <SEP> 22,3
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<tb> CH4 <SEP> 17,6 <SEP> 23,9 <SEP> 31,25 <SEP> 39,0 <SEP> 47,9 <SEP> 57,7 <SEP> 63,8 <SEP> 66,9
<tb>
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<tb> C2 <SEP> H2 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0, <SEP> 2 <SEP> 0,7 <SEP> 1, <SEP> 7 <SEP> 2,5 <SEP> 3, <SEP> 6 <SEP>
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<tb> C2H4 <SEP> 17,8 <SEP> 25,9 <SEP> 34,1 <SEP> 42,3 <SEP> 50,0 <SEP> 57,3 <SEP> 60,5 <SEP> 61,7
<tb>
<tb>
<tb>
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<tb> C2H6 <SEP> 1,1 <SEP> 1,6 <SEP> 2,1 <SEP> 2,6 <SEP> 3,1 <SEP> 3,3 <SEP> 3,0 <SEP> 2,4
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<tb> C3H6 <SEP> 11,1 <SEP> 13,7 <SEP> 15,
2 <SEP> 15,7 <SEP> 14,2 <SEP> 10,5 <SEP> 7,5 <SEP> 5,0
<tb>
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<tb> C3H8 <SEP> 60,0 <SEP> 50, <SEP> 0 <SEP> 40,0 <SEP> 30,0 <SEP> 20, <SEP> 0 <SEP> 10, <SEP> 0 <SEP> 5, <SEP> 0 <SEP> 2,5
<tb>
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<tb> C4H8 <SEP> 1,4 <SEP> 1,7 <SEP> 2,1 <SEP> 2,5 <SEP> 3,0 <SEP> 3,0 <SEP> 2,0 <SEP> 1,2
<tb>
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<tb> C6H6 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0,13 <SEP> 0,28 <SEP> 0,8 <SEP> 2 <SEP> , <SEP> 0 <SEP> 2,8
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<tb> Brûlés
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<tb> CO <SEP> 11,1 <SEP> 13,4 <SEP> 16,0 <SEP> 18,4 <SEP> 21,4 <SEP> 27,6 <SEP> 32,3 <SEP> 37,3
<tb>
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<tb> C02 <SEP> 5,5 <SEP> 6,7 <SEP> 8,0 <SEP> 9,2 <SEP> 10,6 <SEP> 11,6 <SEP> 11,9 <SEP> 12,0
<tb>
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<tb> H20 <SEP> 16,5 <SEP> 20,7 <SEP> 24,
9 <SEP> 29,1 <SEP> 33,3 <SEP> 36,5 <SEP> 37,8 <SEP> 38,3
<tb>
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<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H2 <SEP> 5,6 <SEP> 6,1 <SEP> 7,1 <SEP> 7,7 <SEP> 9,3 <SEP> 15,9 <SEP> 21,2 <SEP> 27,5
<tb>
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<tb> N2 <SEP> 72,6 <SEP> 89,4 <SEP> 107,0 <SEP> 124,0 <SEP> 142,8 <SEP> 164,2 <SEP> 176,5 <SEP> 187,5
<tb>
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<tb> Oxygène
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<tb> Mols/100 <SEP> de <SEP> charge <SEP> 19,3 <SEP> 23,75 <SEP> 28,45 <SEP> 32,95 <SEP> 37,95 <SEP> 43,65 <SEP> 46,95 <SEP> 49,8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
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<tb> poids <SEP> % <SEP> de <SEP> charge <SEP> 14,0 <SEP> 17,3 <SEP> 20,7 <SEP> 23,2 <SEP> 27,6 <SEP> 31,8 <SEP> 34,2 <SEP> 36,2
<tb>
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<tb> Gaz <SEP> produit
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<tb> Densité <SEP> - <SEP> 1,050 <SEP> 1,014 <SEP> 0,571 <SEP> 0,935 <SEP> 0,
912 <SEP> 0,875 <SEP> 0,855 <SEP> 0,83
<tb>
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<tb> Pouvoir <SEP> calorifique <SEP> 9817 <SEP> 8749 <SEP> 7761 <SEP> 7040 <SEP> 6372 <SEP> 5571 <SEP> 5171 <SEP> 4859
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<tb> Litres <SEP> de <SEP> C3H8
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<tb>
<tb> par <SEP> m3 <SEP> de <SEP> gaz <SEP> 1,648 <SEP> 1,474 <SEP> 1,313 <SEP> 1,193 <SEP> 1,085 <SEP> 0,954 <SEP> 0,891 <SEP> 0,8375
<tb>
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<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Rendt <SEP> thermiaue
<tb>
<tb>
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<tb>
<tb>
<tb> brut <SEP> 97,9 <SEP> 97,3 <SEP> 97,3 <SEP> 97,0 <SEP> 96,8 <SEP> 95,8 <SEP> 95,6 <SEP> 95,4
<tb>
+ Comptés sec : d'après le tableau de Hanna & Matterson, Oil &
Gaz Journal, 11 janv. 1947, p. 61. Pouvoir calorifique en
Kcal/m3 à 25 C.
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Le rendement thermiaue brut de l'opération sera de 97.5. A titre de comparaison, un gaz de même pouvoir calorifi- que obtenu avec un rendement de combustion de 75 % aura une den site de 0,96 et une teneur en azote de 30,5 %, et représentera un rendement thermique brut de 98,7 5. Au contraire, un mélange de propane et d'air de ce pouvoir calorifiaue aura une densité de 1,22 et une teneur en azote de 47 %, et un mélange de pro- pane et d'air possédant des caractéristinues de combustion per- mettant l'interchangeabilité aura une densité supérieure à 1,3.
Le graphique fournit des comparaisons similaires pour toute la gamme de valeurs calorifiques d'un intérêt pratioue.
Il est également remarnuable, si l'on compare le gaz obtenu au moyen du présent procédé autothermique avec celui ob- tenu par simple mélange des mêmes hydrocarbures avec l'air, que le volume d'air nécessaire est beaucoup moindre et le prix de compression de l'air sensiblement réduit. Ceci apparaît nette- ment du graphique et s'explique si l'on note oue, dans la pro- duction du gaz autothermique, le volume dudit gaz est nettement supérieur à la somme des volumes des deux gaz de charge, même si l'hydrocarbure chargé est traité à l'état gazeux ; bienque dans la pratique, la charge d'hydrocarbure soit de préférence introduite à l'état linuide dans l'échangeur de chaleur.
Ainsi, par exemple :
Vol. air/100 vol. propane gazéifié
EMI9.1
<tb> Pouvoir <SEP> calorifi- <SEP> Autothermique <SEP> Autothermique <SEP> Mélange
<tb>
<tb> que <SEP> du <SEP> gaz <SEP> 75% <SEP> 50% <SEP> propane-
<tb>
<tb>
<tb> kcal/m3 <SEP> Rend.Combustion <SEP> Rend.combustion <SEP> air
<tb>
<tb> 5340 <SEP> 176 <SEP> 214 <SEP> 303
<tb>
<tb>
<tb> 8900 <SEP> 96 <SEP> 107 <SEP> 151
<tb>
Ainsi, le procédé autothermiaue réduit la capacité du compresseur d'air par rapport à celle nécessaire pour un gaz de même pouvoir calorifioue obtenu par mélange direct avec l'air, dans la proportion du tiers environ, ou davantage.
Ceci constitue un autre facteur contribuant à obtenir une très basse teneur en azote et par conséquent une faible densité et une
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grande vitesse de combustion du gaz autothermioue.
En second lieu, le graphique de la Fig. I et le tableau 1 fournissent le moyen de prévoir et de régler la qua- lité du gaz produit dans les limites désirées pour une situa- tion locale quelconque.
Le tableau, qui résumees données expérimentales d' un très grand nombre d'opérations, fournit une autre preuve des caractéristioues remarquables du procédé. Une importante partie de la contribution à la faible densité désirable du gaz produit provient de la nature peu ordinaire des produits de la combustion qui, en particulier pour les rapports supérieurs oxygène/hydrocarbure, sont caractérisés par des quantités rela- tivement élevées d'hydrogène libre et d'oxyde de carbone. Cet- te aractéristique remar uable est contraire à ce à quoi on pouvait normalement s'attendre.
Les expériences ont montré que le succès pratique de l'opération, concernant à la fois l'élimination des arrêts du mélangeur par dépôt de coke et le rendement en produit ga- zeux de composition intéressante et riche en hydrogène, dépend en grande partie d'un mélange intime jusau'à homogénéité sen- siblement complète des gaz de charge en un temps ou un volume assez faibles pour nue le degré de réaction ait été faible et ¯ que pour obtenir des rendements therminues élevés avec dilu- tion minimum des produits gazeux dans l'azote, il est néces- saire nue le mélange soit effectué à une température supérieure à celle à lanuelle la réaction mutuelle se produit spontané- ment, cette température étant d'environ 540 - 595 C,
suivant la composition de l'hydrocarbure et la pression. Un bon mélan- ge dans ces conditions augmente donc les bénéfices importants et imprévus de l'opération.
L'on a trouvé en outre que, pour éliminer le dépôt d coke dans la zone de réaction et pour réduire au minimum la formation d'anhydride carbonioue, il est bon oue cette zone de réaction soit en matière réfractaire exempte de fer. Il est bon de plus que la zone de réaction ait une forme, avec ou
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sans chicanes ou garnissage de morceaux réfractaires, qui en- tretienne une vive agitation des gaz réagissants, de manière à obtenir une récation complète de l'oxygène présent dans le mélange et une concentration en oxygène du produit final infé- rieure à 0,3% environ, avec dégagement de la totalité de la chaleur exothermique potentielle de la réaction et besoins mini- ma en air pour l'obtention du degré de cracking désiré.
Il a été en outre trouvé ou'il était bon de maintenir des conditions adiabatiques le plus complètement possible dans la zone de réaction plutôt que de combiner ou faire chevaucher la zone d'échange de chaleur avec la zone de réaction. Si l'on retire de la chaleur de la 3one de réaction, la température de cette zone diminue et la réaction de cracking est notablement retardée. Il y a en même temps tendance à dépôt de coke sur les suriaces exposées aux gaz réagissants qui sont plus froids, en particulier sur les surfaces extérieures de l'échangeur de cha- leur. Il est également indésirable du point de vue industriel d'exposer des surfaces métalliques d'échange de chaleur aux tem pératures de pointe que l'on rencontre dans la one de réaction.
Ainsi, l'installation nécessaire au présent procédé consiste essentiellement en trois parties distinctes qui, pour des raisons de commodité de construction et de rendement ther- mique, sont-étroitement contiguës, mais ne chevauchent pas. Ce sont une ou plusieurs zones d'échange de chaleur, d'un rende- ment therminue élevé, qui peuvent avantageusement être métalli- nues en partie en alliage d'acier, de construction tubulaire, dans lesquelles la chaleur des gaz produits est transférée aux charges entrantes séparées d'hydrocarbure et d'air, de manière à les chauffer au-dessus de 540 C, les gaz produits étant re- froidis en contre-courant au-dessous de 2600 C;
une zone de mé- lange de faible volume, métallique ou en matière réfractaire, dans laquelle les courants de charge sont intimement mélangés jusqu'à homogénéité à peu près complète, sans perte ou gain important de température; une one de réaction isolée, en ma- tière exempte de fer ou revêtue d'une matière exempte de fer, dans laquelle on entretient une vive agitation des gaz réagis-
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sants. On doit toutefois noter que les dispositifs d'échange indirect de chaleur utilisables dans le présent procédé ne sont pas limités nécessairement aux échangeurs métallioues de con- struction tubulaire.
On peut employer des dispositifs de trans- fert de chaleur tels oue des chambres garnies d'un empilage de briques qui est soumis alternativement à l'action des pro- duits chauds de la réaction et des courants froids de charge.
On peut de même employer des réchauffeurs à cailloux dans les- nuels un lit mobile de cailloux ou autre substance solide, in- erte et granulaire est mis en cycle ininterrompu dans une zone où il entre en contact avec les produits chauds de la réaction, puis dans des zones dans lesquelles il entre en contact avec les courants de charge ; peut également employer des agents fluides de transfert de chaleur, comme de la vapeur d'eau, etc. entre les gaz chauds de la réaction et les courants de charge.
On n'emploie ces moyens que si l'on ne peut obtenir autrement des rendements de combustion de 50% environ au moins.Normale- ment, on préfère des échangeurs de chaleur métalliques tubu- laires en raison de leur grande efficacité.
L'on a trouvé nue les pertes totales de chaleur dans le présent procédé peuvent être facilement réduites à moins de 50 '% de la chaleur engendrée par les réactions de combus- tion. Avec une installation judicieuse à l'échelle industrielle, on peut obtenir des pertes de chaleur ne dépassant pas 25 % de la chaleur engendrée, c'est-à-dire des rendements de com- bustion de 75 % ou davantage.
Les charges d'hydrocarbures employées de préférence comprennent les hydrocarbures non-aromatinues contenant deux atomes de carbone par molécule, ou davantage. On peut employer des cycloparaffines, des essences non-aromatioues et des naphtes légers et lourds, mais la charge préférée est consti- tuée par les hydrocarbures les plus volatils et des mélanges de rapport hydrogène/carbone élevé, surtout des paraffines, le prc pane et le butane. Ils présentent l'avantage au'on peut se les procurer avec une teneur en soufre très faible de telle sorte
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que l'on peut supprimer la purification du gaz produit par éli= mination des composés sulfurés.
Le courant contenant de l'oxygène est ordinairement de l'air, mais on peut également utiliser des mélanges plus concentrés d'oxygène avec de l'azote ou d'autres gaz, jusqu'à et y compris de l'oxygène pur.
Pour une charge donnée d'hydrocarbures, la propor- tion d'oxygène par rapport à l'hydrocarbure chargé dans le sys- tème réactionnel constitue la variable réglable du présent pro- cédé en raison de ce qu'elle définit - comme le montre le gra- phinue de la Fig. I du tableau 1 - conjointement avec le ren- dement de combustion, les relations densité-valeur calorifique- composition du produit. Et dans la pratioue, dans tout appareil de réaction donné, le rendement de combustion est prédéterminé dans des limites étroites par la conception surtout par les dimensions des échangeurs de chaleur et le degré d'isolement entourant la zone de réaction et les parties les plus chaudes des échangeurs de chaleur.
Il est ainsi possible, sans autre modification ex- térieure des conditions ou des débits, de faire varier la com- position et les propriétés du gaz produit entre de larges limi- tes, simplement en faisant varier la quantité d'air introduite.
D'une manière générale la quantité d'oxygène introduite doit être comprise entre 10 et 35 % en poids de l'hydrocarbure char'.
Ces chiffres, exprimés en poids pour cent, sont communs à tous les hydrocarbures utilisables. Mais on doit noter que dans la Fig. I, l'oxygène est exprimé en molécules ou en volume plu- tôt qu'en poids. Ceci est fait dans le but de rendre le gra- phiaue plus aisément utilisable par les opérateurs industriels, etc.
Avec des ouantités moindres d'oxygène, la chaleur engendrée est insuffisante pour provonuer un cracking suffisant et le gaz produit, comme on peut le constater au moyen du gra- phique, possède des propriétés moins avantageuses au'un simple mélange d'hydrocarbure et d'air. Avec des ouantités d'oxygène
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plus grandes, la chaleur excessive dégagée provoaue un excès de cracking et le produit possède à la fois un pouvoircalori- fique trop faible et une dilution par l'azote trop grande. On a également trouvé qu'aux températures plus élevées rencon- trées lorsqu'on emploie de trop grandes Quantités d'air, il se forme des ouantités indésirables d'acétylène, de vapeurs gou- dronneuses et de coke, qui tendent à souiller le gaz produit.
Ainsi, comme il est particulièrement représenté dans le cas du propane, il existe des limites entre lesauelles le procédé est intéressant et simplement réglable par variation du rapport oxygène/hydrocarbure entre les limites données. Les opérations intéressantes sont ainsi limitées approximativement entre 10 % et 35 % en poids d'oxygène par rapport à l'hydrocar- bure, et à un rendement de combustion supérieur à 50 , comme ci-dessus défini.
Ces limites sont en corrélation étroite avec les compositions et les propriétés du produit et le rendement thermioue brut, comme il est représenté pour le propane dans les graphiques et le tableau joints. Quand les courants de char- ge, dans le présent procédé, comprennent de l'air et du propa- ne et oue le procédé fonctionne avec un rendement de combustion de 50% au moins environ, le pouvoir calorifique du gaz pro- duit et du propane résiduel inaltéré présent dans ledit gaz définit un point qui se trouve à gauche et au-dessus de la droi- te IK de la Fig. II, dans laouelle l'abaisse 3 indique le pro- pane inaltéré présent dans le gaz produit, exprimé en pourcen- tage de la charge de propane, et l'ordonnée Y indique le pou- voir calorifique brut du gaz produit, en kilocalories par mètre cube.
Le rendement therminue brut de toute opération peut être déterminé expérimentalement par mesure des Quantités de charge et de gaz produit et essai du pouvoir calorifiaue au moyen d'un calorimètre à combustion de gaz. Les pouvoirs calori- fiues peuvent être également calculés par analyse de la char- ge et du produit, en se reportant aux valeurs établies pour le pouvoir calorifioue des composants.
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Le rendement de combustion d'une opération exige un traitement un peu plus compliqué. L'analyse du gaz produit est scindée, comme dans le tableau 1, en une partie oui représente le cracking de la charge et une partie nui représente la com- bustion (par exemple il doit y avoir eu une molécule de pro- pane brûlé pour trois molécules de CO CO2 trouvées). Le pou- voir calorifinue net des gaz craqués est alors calculé d'après la composition et les données des produits purs. Ceci montre un gain de pouvoir calorifique total net par rapport au même poids d'hydrocarbure à partir duauel le produit a été obtenu ; gain est la chaleur endothermiaue de cracking absorbée. On utilise les pouvoirs calorifioues nets en raison de ce nue les réac- tions se font sans condensation d'eau.
On calcule alors, au moyen des tableaux de chaleur de formation de CO, CO2, eau et hydrocarbure à partir des éléments et des Quantités intéressées, la chaleur totale dégagée dans la génération de la partie du gaz constituant les produits de la combustion. Le rapport de la chaleur totale de cracking absorbé à la chaleur dégagée par les réactions de combustion constitue alors le rendement de combus- tion désiré. Les pertes de chaleur peuvent aussi être calculées individuellement d'après la chaleur sensible des gaz produits quittant les échangeurs de chaleur et la température extérieure des parois isolées, au moyen des méthodes industrielles clas- siques.
Le procédé peut être conduit à toute pression raison- nable désirée. Il n'est généralement pas nécessaire d'opérer au dessus de 3,5 atmosphères. Mais il est à remarnuerou'aucune partie de la construction soumise à la pression ne doit être soumise à une température élevée, de telle sorte que les pro- blèmes de construction en matière de fonctionnement sous pres- sion sont réduits au minimum.
En ce qui concerne la température, on a trouvé Que lorsaue les gaz entrants sont préchauffés, comme il est préfé- rable, à 650-760 C et aue le mélange se fait à cette tempéra- ture, la température de pointe atteinte dans la zone de réac- -
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tion se situe à peu près au quart ou au tiers de sa longueur à partir du mélangeur ; température de pointe est de l'or- dre de 870 à 1040 C, suivant le rapport oxy gène/hydrocarbure de la charge. Dans le reste de la zone de réaction, la tempé- rature tombe rapidement aux environs de 700 à 8200 C en raison de l'influence des réactions endothermiques de cracking, oui ne sont pas aussi rapidement complètes que la réaction de com- bustion.
Le gaz ainsi produit entre dans les zones d'échange de chaleur à 55 -110 C, au-dessus du gaz de charge passant en contre-courant. A l'extrémité froide des échangeus de chaleur, cette différence de température a plus nue doublé, ce aui tra- duit les effets complexes de la construction et des variations de la chaleur spécifique des gaz en mouvement avec la tempéra- ture.
En ce qui concerne le débit, on a trouvé que la transformation désirée de la charge est sensiblement complète dans les conditions de température indinuée si la durée de sé- jour dans la zone de réaction est de l'ordre de 0,05 seconde.
Une durée supplémentaire de séjour n'est pas nuisible et la re- lation entre le débit et le volume réactionnel n'est pas un facteur critique. C'est ainsi qu'en fonctionnement sous la près sion atmosphérique, dans l'ordre de température cité, un débit de 20. 000 mètres cubes de charge totale en gaz ou vapeur (hy- drocarbure plus air) à 1506 C sous une atmosphère, par mètre cube d'espace réactionnel vide et par heure (ce qu'on appelle communément la vitesse spatiale horaire) est satisfaisant et un débit double ne sera pas très inférieur pour des rapports d'oxygène supérieurs. Pour le même temps, des débits inférieurs s'abaissant jusnu'à 5000 mètres cubes ou moins, sont sans effet nuisible sur la ualité du produit.
Aux pressions plus élevées, le débit en ces unités de mesure peut être augmenté presaue en proportion de la pression absolue. Ainsi, la zone de réaction dans le présent procédé est exceptionnellement petite et par conséquent bon marché.
Pour éviter une réaction et un chauffage importants
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dans la zone de mélange, il est nécessaire nue son volume, et par conséquent la durée de séjour dans cette zone, soient faibles par rapport à ceux de la zone de réaction. On préfère que la zone de mélange soit inférieure à environ 3% du volume de la zone de réaction.
Les exemples suivants sont donnés à titre d'illus- tration non limitative du fonctionnement de la présente in- vention.
On fait réagit du propane avec de l'air, de la ma- nière décrite, dans ouatre conditions opératoires différentes, les courants séparés de charge étant préchauffés par le cou- rant de gaz produit aux températures indiquées dans le tableau suivant. Après mélange, on laisse les gaz réagir dans une zone de réaction bien isolée de 30,5 cm. de long et d'un volume de 1,42 litre environ. Le calcul montre que dans chaque cas le rendement de combustion est voisin de 50% et nue le rende- ment thermique brut dépasse 96 %.
<Desc/Clms Page number 18>
- TABLEAU 2 -
EMI18.1
<tb> Expérience <SEP> n <SEP> 67 <SEP> 75 <SEP> 76 <SEP> 77
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Temp.7 <SEP> de <SEP> préchauffage <SEP> en <SEP> C.
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
Propane <SEP> 649 <SEP> 716 <SEP> 738 <SEP> 754 <SEP> - <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Air <SEP> 693 <SEP> 743 <SEP> 760 <SEP> 782
<tb>
<tb>
<tb> Combiné <SEP> 660 <SEP> 721 <SEP> 743 <SEP> 760
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Débit <SEP> total <SEP> de <SEP> la <SEP> charge* <SEP> 7,11 <SEP> 6,8 <SEP> 6,8 <SEP> 6,8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Vitesse <SEP> spatiale <SEP> gazeuse
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> horaire <SEP> 12.500 <SEP> 4.800 <SEP> 4.800 <SEP> 4.800
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Oxygène <SEP> chargé <SEP> sous <SEP> forme
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> d'air, <SEP> poids <SEP> % <SEP> du <SEP> propane <SEP> 15,
4 <SEP> 25 <SEP> 30 <SEP> 35
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Pression <SEP> de <SEP> la <SEP> chambre <SEP> de
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> réaction <SEP> -------- <SEP> atmosphérique <SEP> -----------
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Transformation <SEP> du <SEP> propane,% <SEP> 45,5 <SEP> 79,6 <SEP> 90,6 <SEP> 97,8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Composition <SEP> du <SEP> gaz <SEP> produit
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> après <SEP> élimination <SEP> de <SEP> l'eau
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H2 <SEP> 9,6 <SEP> 9,5 <SEP> 10,8 <SEP> 12,3
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CH4 <SEP> 8,7 <SEP> 13,5 <SEP> 15,1 <SEP> 15,4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H <SEP> 4 <SEP> 9,3 <SEP> 14,9 <SEP> 15,3 <SEP> 14,3
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 2 <SEP> 6 <SEP> 0,6 <SEP> 0,9 <SEP> 0,7 <SEP> 0,
6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H <SEP> 6 <SEP> 5,4 <SEP> 4,8 <SEP> 3,0 <SEP> 1,4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 3 <SEP> 8 <SEP> 23,0 <SEP> 6,3 <SEP> 2,5 <SEP> 0,5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb> 4 <SEP> 10 <SEP> 0,8 <SEP> 0,2 <SEP> trace <SEP> trace
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 4 <SEP> 8 <SEP> 0,3 <SEP> 0,5 <SEP> 0,3 <SEP> trace
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb> 4 <SEP> 6- <SEP> 0,4 <SEP> 0,5 <SEP> 0,4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C5 <SEP> trace <SEP> 0,2 <SEP> 0,5 <SEP> 0,7
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CO <SEP> 4,9 <SEP> 5,5 <SEP> 7,0 <SEP> 9,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CO2 <SEP> 3,2 <SEP> 2,8 <SEP> 2,6 <SEP> 2,4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 02 <SEP> 0,2 <SEP> 0,
<SEP> 0 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> N2 <SEP> 34,0 <SEP> 40,5 <SEP> 41,3 <SEP> 42,2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Poids <SEP> spécifique <SEP> ( <SEP> air- <SEP> 1 <SEP> ) <SEP> 1, <SEP> 03 <SEP> 0,912 <SEP> 0,872 <SEP> 0,834
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Pouvoir <SEP> calorique <SEP> brut
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> @ <SEP> kcal/m3 <SEP> 9218 <SEP> 6693 <SEP> 5830 <SEP> 5002
<tb>
Mètres cubes par heure.
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Les données ci-dessus représentent des résultats typiaues que l'on peut obtenir au moyen du procédé de la présente inven- tion. On voit que le pouvoir calorifioue et la densité du pro- duit peuvent varier d'une manière considérable. Le produit contenant une nuantité appréciable d'oléfines, surtout aux taux élevés de transformation, le présent procédé peut être employé pour produire des oléfines plutôt oue du gaz de ville.
Dans d'autres expériences on a fait réagir du butane avec de l'air de la même manière et dans la même installation, dans les mêmes conditions, et l'on a obtenu un produit gazeux comme suit : - TABLEAU 3 -
EMI19.1
<tb> Expérience <SEP> n <SEP> 29 <SEP> 26
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Charge, <SEP> combinée, <SEP> tep.de <SEP> préchauffage <SEP> en <SEP> C.
<tb>
<tb>
<tb>
627 <SEP> 757
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Débit <SEP> total <SEP> de <SEP> charge <SEP> en <SEP> m3/h. <SEP> 6,8 <SEP> 6,8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Vitesse <SEP> spatiale <SEP> gazeuse <SEP> horaire <SEP> 4800 <SEP> 4800
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Charge <SEP> d'oxygène <SEP> en <SEP> air,poids <SEP> % <SEP> du <SEP> butane <SEP> 20 <SEP> 35
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Pression <SEP> dans <SEP> chambre <SEP> de <SEP> réaction, <SEP> atm.
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> absol.
<SEP> 1,102 <SEP> 1,102
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Transformation <SEP> du <SEP> butane <SEP> $' <SEP> 60,4 <SEP> 97,2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Composition <SEP> du <SEP> gaz <SEP> produit <SEP> après <SEP> élimination <SEP> de <SEP> l'eau
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H2 <SEP> 5,9 <SEP> 11,8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CH4 <SEP> 11,0 <SEP> 12,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H2 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 1,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H4 <SEP> 12,4 <SEP> 16,6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H6 <SEP> 1,5 <SEP> 1,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H6 <SEP> 6,8 <SEP> 2,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H8 <SEP> 0,9 <SEP> trace
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C4H8 <SEP> 0,3 <SEP> 0,6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C4H6 <SEP> 1,0 <SEP> 0,2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C4H10 <SEP> 12,3 <SEP> 0,
5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C5 <SEP> 0 <SEP> trace
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CO <SEP> 3,8 <SEP> 6,7
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C02 <SEP> 4,1 <SEP> 8,8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 02 <SEP> 0,4 <SEP> 0,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> N2 <SEP> 39,6 <SEP> 43,3
<tb>
<Desc/Clms Page number 20>
Les analyses suivantes montrent les limites approximatives de composition des gaz pouvant être produits à partir du propane et de l'air dans le présent procédé :
- TABLEAU 4 -
EMI20.1
<tb> Rendement <SEP> de <SEP> combustion <SEP> 50 <SEP> 50 <SEP> 50
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Poids <SEP> % <SEP> d'oxygène <SEP> par <SEP> rapport
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> au <SEP> propane <SEP> 10 <SEP> 35 <SEP> 10
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Transformation <SEP> du <SEP> propane <SEP> 39,5 <SEP> 96,0 <SEP> 54,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Composition <SEP> du <SEP> gaz <SEP> produit
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> après <SEP> élimination <SEP> de <SEP> l'eau
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H2 <SEP> 8,4 <SEP> 11,5 <SEP> 10,6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CH4 <SEP> 8,1 <SEP> 15,4 <SEP> 13,6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H2 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 0,7 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H4 <SEP> 8,1 <SEP> 14,4 <SEP> 14, <SEP> 6 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H6 <SEP> 0,5 <SEP> 0,
7 <SEP> 0,9
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H6 <SEP> 5,1 <SEP> 1,5 <SEP> 7,2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H8 <SEP> 28,2 <SEP> 1,0 <SEP> 23,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C4H8 <SEP> 0,7 <SEP> 0,4 <SEP> 1, <SEP> 0 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C6H6 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 1,0 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CO <SEP> 5,1 <SEP> 8,0 <SEP> 3,6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C02 <SEP> 2,5 <SEP> 2,8 <SEP> 1,7
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> N2 <SEP> 33,3 <SEP> 42,6 <SEP> 23,6
<tb>
En résumé, le présent procédé comprend ;
1 - le préchauffage d'un courant d'air ou d'oxygène et d'un courant d'un hydrocarbure non-aromatioue contenant plus de deux atomes de carbone par molécule, à une température supé- rieure à leur température d'auto-combustion et de préférence de l'ordre de 650 à 760C, par échange de chaleur avec les pro- duits chauds de la réaction;
2 - le mélange intime des deux courants jusqu'à homo- généité sensiblement complète dans un temps relativement court;
3 - la mise en réaction du mélange dans des condi- tions sensiblement adiabatiques en entretenant une vive agita- tion des gaz réagissants;
4 - le refroidissement des'gaz ayant réagi par échan-
<Desc/Clms Page number 21>
ge de chaleur avec les courants de charge.
De plus, l'invention fournit un procédé de corréla- tion de la concentration en oxygène par rapport à l'hydrocar- bure, avec le rendement de combustion, de manière à obtenir un produit gazeux de composition et de propriétés désirables, nettement supérieur, pour un pouvoir calorifioue donné, aux mélanges propane-air ou butane-air, en ce qui concerne la den- sité et la vitesse de combustion.
En outre, l'installation de réaction basée sur les principes décrits permet de réduire au minimum les pertes ther- miques et par conséquent permet la production d'un gaz de qua- lité supérieur, en réduisant au minimum sa dilution par des produits inertes et en poussant au maximum la production d'hy- drogène. On a donné des exemples d'opérations fournissant un rendement thermiaue brut de plus de 96 %, et il est démontré que l'on atteint industriellement des rendements thermiques bruts de 98 à 99 % .
D'autres avantages du présent procédé sont :
1. Chambre de réaction de faibles dimensions et frais d'investissement faibles.
2. Simplicité conduisant à un réglage automatiaue et faible prix de fonctionnement.
3. Souplesse dans le réglage de la nualité du pro- duit entre des limites étendues.
4. Mise en route et arrêt rapides.
5. Annulation du dépôt de coke et autres facteurs pouvant entraîner l'interruption des opérations en vue du net- toyage ou de réparations.
6. Besoins en air réduits et par conséouent réduction du coût de compression, par rapport aux mélanges similaires de propane ou autres gaz liouéfiés du pétrole avec l'air.
Revendications et Résumé.
**ATTENTION** fin du champ DESC peut contenir debut de CLMS **.