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BREVET BELGE Procédé et appareil de réglage de fours régénérateurs pour la pyrolyse d'hydrocarbures.
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La présente invention est relative à un procédé de fonctionnement d'un four régénérateur pour la pyrolyse d'hydrocarbures, afin de produire un composé acétylénique, tel que de l'acétylène, et/ou un composé oléfinique, tel que de l'éthylène. Bien que, pour plus de simplicité dans l'ex- pression, la description suivante se réfère fréquemment sim- plement à de l'acétylène ou de l'éthylène, il est bien enten- du que le processus est susceptible de produire des acéty- lènes supérieurs et des oléfines autres que l'éthylène.
Les fours régénérateurs classiques du type auquel la présente invention est de préférence applicable sont illus- trés dans les brevets de la demanderesse n 2.956.864 et 2. 967.205 ainsi que dans le brevet des Etats-Unis d'Amérique n 2.692.819, bien que l'invention soit applicable à d'autres types de fours régénérateurs.
Tous ces fours régénérateurs sont garnis d'une matière qui retient la chaleur et dans laquelle ont été pra- tiqués des passages à travers lesquels des produits de combus- tion chauds et/ou en flammes sont envoyés au cours d'un cycle ou d'une phase de chauffage pour chauffer la matière aux températures de pyrolyse désirées, après quoi on procède à un cycle, ou une phase,àe craquage au cours duquel une char- ge d'hydrocarbure est envoyée à travers les passages pour la soumettre à de telles températures de pyrolyse afin de la craquer pour former un gaz de craquage contenant un composé
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acétylénique' et/ou un composé oléfinique, et le cycle est répé- té.
Comme on l'a fait remarquerdans les brevets précédents, on peut utiliser une large variété de charges d'hydrocarbures, et ces substances se trouvent toujours à une température sensi- blement inférieure à ces températures de pyrolyse lorsqu'elles sont introduits dans le four.
Le fonctionnement de tous ces fours régénérateurs est caractéristique en ce sens que, au cours d'une phase de craquage ou de pyrolyse, de manière classique- dans les condi- tions décrites dans le présent mémoire -d'une durée d'environ 60 secondes, 'de la chaleur est extraite de la matière qui re- tient la chal.eur par la charge pour réduire la température du four et, par suite, les conditions de pyrolyse sont sensiblement modifiées et la composition du gaz de craquage se modifie de manière analogue. Par exemple, lorsque l'on veut préparer de l'acétylène et de l'éthylène, lorsque la température de la ma- tière qui ret,ient la chaleur tombe;'la quantité d'acétylène dans le gaz de craquage tombe de manière analogue et celle de l'éthylène augmente, comme illustré plus en détail par la suite.
Cet effet est, très peu souhaitable si l'on désire une production d'acétylène oud'éthylène maximum. Un principal objet de l'in- vention est de compenser au moins partiellement les effets in- désirables de cette réduction de température normale en contrô- lant d'autres facteurs qui interviennent dans le fonctionnement d'un tel four, comme décrit par la suite.
DE,- même, un rendement optimal d'acétylène à partir d'un tel four requiert que la pyrolyse soit conduite dans des conditions susceptibles de conférer à la charge une pression partielle basse, qui est habituellement obtenue en opérant sous une pression sousetmosphérique et en ajoutant un diluant, tel
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que de la vapeur d'eau, à la charge. Pour obtenir des rendements optimaux à partir d'un tel four, la demanderesse a constaté qu'il était important de maintenir cette pression partielle aussi uniforme que possible au cours du cycle de craquage et, pour obtenir une production d'acétylène maximum, de réduire encore cette pression partielle vers la fin du cycle ; cesobjectifs constituent d'autres objets de l'invention.
La demanderesse a constaté que la durée de la période pendant laquelle la charge d'alimentation se trouve dans la zone de pyrolyse d'un four de ce type (cette période étant appelée par la suite "durée de séjour") affectait également les rende- ments en acétylène et en éthylène. Cependant, la durée de sé- jour n'est pas une variable indépendante, mais elle est étroi- tement en rapport avec la température de craquage à laquelle la charge d'alimentation est soumise. Pour n'importe quelle température de craquage donnée il existe une durée de séjour optimale pour la production de l'acétylène et une durée de séjour optimale différente pour la production de 1'éthylène.
Si une température et une durée de séjour combinées sont choisies pour donner une production maximum d'acétylène ou d'éthylène, n'importe quelle réduction de la température de craquage au- dessous de la valeur choisie requ iert une augmentation de la durée de séjour pour compenser la réduction de la température de craquage. De manière analogue, si la température et la durée de séjour sont choisies de manière à donner un rapport désiré de l'éthylène à l'acétylène dans le gaz craqué, lorsque la tem- pérature diminue au cours du craquage, le rapport peut être maintenu dans des limites relativement étroites en augmentant de manière appropriée la durée de séjour.
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La demanderesse a constaté que, au cours du fonction- nement d'un tel four, son rendement en acétylène peut être sen- siblement accru et la composition du gaz craqué peut être main- tenue plus constante, ce aui s'avère souhaitable, en réduisant le taux selo. lequel le diluant est acheminé dans le four au. cours d'un cycle de craquage, et que les résultats pouvaient être encore améliorés en réduisant les débits de diluant et de charge d'alimentation au cours d'un cycle de craquage; ces objectifs constituent également des objets de la présente invention.
Par ailleurs, la demanderesse a constaté qu'en contrôlant et en rapportant ces réductions aux débits la pres- sion partielle dans le four au cours d'une phase de craquage pouvait être maintenue sensiblement constante ou réduite, ce qui s'avère très souhaitable comme mentionné ci-dessus ; c'est encore un autre objet de l'invention. Bien que le brevet des Etats-Unis d'Amérique n 2.037.056 ait suggéré une réduction, au cours du cycle de craquage du taux d'alimentation de la charge dans un four, la demanderesse a constaté que cela seul ne donnait pas une augmentation suffisante de la durée de sé- jour de la charge d'alimentation dans le four pour compenser la réduction de la température du four inhérente à ce dernier lorsque l'on opérait dans des ganmes de capacité pratiques, comme illustré par la suite.
L'invention sera mieux comprise à la lumière de la description suivante réalisée en se référant aux dessins ci- annexés dans lesquels : - la figure 1 est une vue schématique partiellement en coupe d'un. four régénérateur classique et d'un système de tuyauteries associé;
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- la figure 2 est une vue schématique d'un système de réglage pour le four de la figure 1; - la figure 3 est une vue schématique d'une instal- lation de deux fours comme montré dans la figure 1, illustrant une phase au cours du cycle de fonctionnement de chacun d'entre eux; et - la figure 4 est une vue similaire à la figure 3 , mais illustrant une autre phase du même cycle.
On donne ci-dessous un certain nombre d'explicatior6 sur les termes utilisés par la suite dans la description et dans les revendications.
Une "charge d'alimentation est constituée de n'impor- te quel hydrocarbure ou combinaison d'hydrocarbures liquides, de gazeux ou en phase vapeur, ou/n'importe quel mélange de liquides et/ou de gaz susceptible de produire des composés acétyléni- ques et/ou d es composés oléfiniques, lorsqu'ils sont pyrolysés dans un four régénérateur comme décrit dans le présent mémoire.
Le méthane, l'éthane, le propane, le butane, les essences lour- des, le gas oil et d'autres fractions du pétrole sont au nombre des divers hydrocarbures qui entrent dans le cadre de cette dé- finition.
Un*gaz diluant"est n'importe quel gaz sensiblement inerte au cours de la pyrolyse et qui peut être mélangé à une charge d'alimentation pour réduire la presion partielle de cette dernière, par exemple,de la vapeur d'eau.
Un gaz d'alimentation"est un mélange d'une charge d'alimentation et d'un diluant gazeux.
Un'gaz de craquage est un gaz formé par la pyrolyse d'un gaz d'alimentation et contenant un hydrocarbure désiré tel que de l'acétylène et/ou de l'éthylène.
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Un'composé acétylénique'est n'importe quel composé organique qui contient la structure moléculaire -C= C-, formé par action pyrolytique classique dans un four à régénérer, comme décrit de manière générale dans le présent mémoire, par exemple, acétylène à chaîne droite et acétylènes supérieurs tels que le méthylacétylène.
Un"composé oléfinique est n'importe quel composé or- ganique qui contient la structure moléculaire #C# = #C#, formé par action pyrolytique classicue dans un four à régénérer du type mentionné ci-dessus.
On se réfère à présent à la figure 1 des dessins ; on y représente un four 10 qui est de n'importe quel type régé- nérateur classique, par exemple, tel que ceux représentés et décrits dans l'un quelconque des brevets mentionnés ci-dessus.
Le four 10 représenté dans la figure 1 comporte une enceinte externe d'acier 11 dotée d'une garniture résistant à la chaleur 12 et de masses récupératrices de chaleur 13, 14, 15 qui sont constituées d'une matière qui retient la chaleur et qui pré- sente des canaux ou passages longitudinaux 16 pour le passage des matières gazeuses, ces masses étant espacées l'une de l'autre pou.r former des espaces de combustion 17 et 18 en- tre elles.
Ce four, qui a une coupe transversale globale de 1,37 m x 1,52 m,est utilisé dans les exemples du présent mé- moire; lorsqu'il est conçu et mis en marche de manière classique, ce four produit au cours d'une année de fonctionnement normale d'environ 330 jours 4,55 millions de kg d'acétylène ou 13,65 millions de kg d'éthylène, ou une quantité d'un mélange d'acéty- lène et d'éthylène selon divers rapports qui dépendent de la nature du gaz d'alimentation et des conditions générales de fonctionnement. du four, mais représentant de manière générale
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un stade intermédiaire entre les capacités données pour l'acé- tylène ou l'éthylène seul.
Pour atteindre de telles capacités dans le four précité, on a constaté que la température du four tombait de 50 C ou plus au cours de chaque phase de craquage, lorsque le four effectuait un cycle comprenant une phase de chauffage d'une minute et une phase de craquage d'une minute.
Des tuyaux terminaux 21 et 22, respectivement, re- lient les extrémités droite et gauche du four 10 à un robinet à soupape à quatre voies 20, comme en peut le voir dans la figure 1. Le robinet à soupape 20 est relié par un tuyau 23 à un robinet à soupape à quatre voies 24 qui, à son tour, est relié par un tuyau à gaz d'alimentation 25 à un tuyau d'ali- mentation en charge 26 qui contient un robinet à soupape 27 et à une conduite d'alimentation en gaz diluant 28 oui contient un robinet à soupape 29. Au robinet à soupape à quatre voies 24 est également relié un tuyau de cheminée 30 qui mène à une che- minée 31, ou à un autre point de décharge des produits de com- bustion, et comporte une pompe 32. Au robinet à soupape 24 est également relié un tuyau 33 dont le but sera expliqué par la suite.
Entre les robinets à soupape 27 et 29 et le robinet à soupape à quatre voies 24 se trouve un système de commande 34 décrit par la suite.
Le robinet à soupape à quatre voies 20 est relié par un tuyau 35 à un robinet à soupape à quatre voies 36 qui est raccordé à un tuyau de gaz de craquage 37 contenant une pompe 38, ce tuyau menant à un point de traitement ultérieur, de stockage, ou d'utilisation du gaz de craquage (non représen- té). Le robinet à soupape à quatre voies 36 est également re- lié à un tuyau à air 39 qui comporte un robinet à soupape à air 40, ce tuyau menant à une source d'air (non représentée, mais c'est habituellement l'atmosphère, lorsque le four 10 fonctionne
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sous un vide partiel) et un tuyau 41 dont le but sera expliqué par la suite.
Au four 10 sont également reliés des tuyaux à com- bustible 43 et 44 qui relient les espaces de combustion 17 et 18, respectivement, à un robinet à sou.pape à trois voies 45, auquel est également relié un tuyau d'alimentatione combustible 46, comportant un robinet à soupape à combustible 47, et me- nant à une source de gaz combustible (non représentée).
Comme on peut le voir dans la figure 2, le système de commande 34 comporte des commandes séparées pour régler et contrôler les volumes de charge et de gaz diluant passant dans le tuyau 25 et, de là, dans le four 10. Dans le tuyau de charge 26 est prévu, en aval du robinet à soupape 27. une soupape d'étranglement 50 et un orifice resserré ou use 51. La soupape d'étranglement 50 comporte un chambre à air 52 dotée d'un diaphragme élastique 53 sollicité par un ressort et qui est relit mécaniquement à l'élément de soupape (non représenté) de la sou- pape d'étranglement. A la chambre à air 52 est relié un tuyau à air 54 qui contient un robinet à soupape 55 actionné par un solénoïde et un détendeur 56.
A la chambre à air 52 est éga- lement relié un tuyau 58 qui confient un robinet à soupape 59 actionné par un solénoïde et une soupape à pointeau 60 action- nable à la main, le tuyau 58 étant également relié 1 un réser- voir 61. Le réservoir 61 est relié par un tuyau 62 présentant un orifice resserré 63 et un détendeur 64, à un tuyau à air 65 qui est relié à une source d'air sous pression ('instrument air*), le tuyau à air 54 étar.t relié à la même source d'air que le tuyau 65. Au réservoir 61 est également relié un tuyau de décharge 66 présentant une soupape de sécurité 67 et qui est à même de libérer les pressions en excès dans le tuyau 66.
Les
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commandes du tuyau à gaz diluant 28 ont une structure identique à cellesdécrites ci-dessus pour le tuyau de charge 26, les élé- ments similaires étant désignés par les mêmes notations en y ajoutant le suiffixe a. Les robinets à soupape commandés par solénoïde 55, 55a, 59 et 59a sont reliés électriquement à une minuterie appropriée (non représentée) pour régler automatique- ment leur fonctionnement, comme décrit par la suite. Comme cela est classique dans la technique, les robinets à soupape repré- sentés dans la figure 1 peuvent également être contrôlés par voie électrique psr une ou des minuteries (non représentées).
Comme illustré dans les figures 3 et 4, le four 10 est associé à un four jumeau identique 10a et à son système de canalisations associé, désigné par les mêmes notations de réfé- rence en y ajoutant le suffixea. Comme noté, le tuyau 33 relie les robinets à soupape à quatre voies 20a et 24 et le tuyau 41 relie les robinets à soupape à quatre voies 20a et 36.
Préalablement au fonctionnement, les fours 10 et 10a sont tout d'abord chauffés à des températures de pyrolyse, par exemple, comme décrit dans l'un quelconque des brevets mention- nés ci-dessus. Comme la présente invention ne se rapporte ou'au contrôle d'alimentation d'un four régénérateur en diluant et en charge au cours d'une phase de craquage, seule cette phase de craquage sera décrite en détail par la suite. Les brevets men- tionnés ci-dessus décrivent de manière adéquate les phases de chauffage alternées des fours 10 et 10a qui sont classiques.
La figure 3 illustre une phase de craquage du four 10 de la gauche vers la droite, comme on peut le voir dans la fi- gure 1 ; départ, les robinets à soupape de fermeture 27 et 29 sont ouverts, les robinets à soupape à ouatre voies 20,20a, 24 et 36 sont ajustés comme indiqué dans la figure 3, le robinet
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à soupape à trois voies 45 pour le combustible est fermé.
La charge d'alimentation et le gaz diluant s'écoulent alors dans le tuyau 25 et s'y mélanget pour former un gaz d'alimentation qui s'écoule à travers le robinet à soupape 24, le tuyau 23, le dans robinet à soupape 20 et le tuyau 22 / l'extrémité gauche du four et à travers ce dernier de la gauche vers la droite, comme on peut le voir dans la figure 1, pour craquer ou pyrolyser le gaz d'alimentation afin de constituer un gaz de craquage. Le gaz de craquage s'écoule du four 10 à travers le tuyau 21, le robinet à soupape 20, le tuyau 35, le robinet à soupape 36, le tuyau 37 et la pompe 38 vers un point de stockage, d'utilisation ou de traitement ultérieur (non représenté).
En même temps, le four 10a subit une phase de chauffage dans laquelle le robinet à soupape à air 40 et le robinet à soupape à combustible 47a sont ouverts et le robinet à soupape à trois voies pour le combus- tible 45a est ajusté comme montré dans la figure 3, l'air pas- sant à travers le robinet à soupape 40, le tuyau 39, le robinet à soupape 36, le tuyau 41, le robinet à soupape 20a et le tuyau 21a dans l'extrémité supérieure du four 10a, comme, on peut le voir dans la figure 3;
à travers le four, le gaz de combustible s'écoule simultanément à travers le robinet à soupape 47a, le tuyau 46a, lE! robinet à soupape 45a et le tuyau 43a dans l'es- pace de combustion associé du four où il se mélange à l'air dont il vient, d'être question et est enflammé, les produits de combustion descendant à travers le four 10a, comme on peut le voir dans la figure 3, pour chauffer ces derniers aux tempéra- tures de pyrolyse; les produits de combustion passant à tra- vers le four 10a traversent le tuyau 22a, le robinet à soupape 20a, le tuyau 33, le robinet à soupape 24, le tuyau 30 et la pompe 32 pour gagner la cheminée 31 pour être dispersés ou autre ment mis au rebut.
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La figure 4 illustre une phase de fonctionnement dans laquelle le four 10 est en cours de chauffage aux tem- pératures de pyrolyse, après une phase de fabrication ou phase de craquage telle qu'illustrée dans la figure 3 ; le four 10a est engagé dans une phase de fabrication ou de craquage après une phase de chauffage telle qu'illustrée dans la figure 3 . Pour réaliser les opérations illustrées dans la figure 4, le système de robinets à soupape est réajusté comme indiqué dans le présent mémoire poui provoquer les écoulements gazeux illustrés.
Chaque four 10 et 10a s'engage de manière alternée dans une phase de chauffage suivie par une phase de fabrication, un four s'en- gageant dans une phase de chauffage tandis que l'autre est en- gagé dans une phase de fabrication pour donner un écoulement sensiblement continu de gaz de craquage à travers le tuyau 37 prévu à cet effet et un écoulement sensiblement continu de produit de combustion vers la cheminée 31.
Le système de commande 34 a pour rôle de contrôler l'écoulement de la charge d'alimentation et du gaz diluant vers chacun des fours 10 et 10a au cours de chacune des phases de craquage ou de fabrication. Les soupapes d'arrêt 27,29 sont normalement ouvertes tout au long du fonctionnement des fours et sont prévues uniquement pour couper l'écoulement vers les fours lorsque le fonctionnement de ces derniers est arrêté.
Cependant, le robinet à soupape 27 peut être fermé pendant environ 3 secondes juste avant la fin de la phase de craquage pour permettre à la vapeur d'eau ou à un autre gaz diluant de purger la charge d'alimentation et le gaz de craquage afin de les évacuer du four et du système de canalisations Les robinets à soupape actionnés par solénoides 55 et 59 sont
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des soupapes de tYPE! "tout ou rierecoiimiandées électriquement par une minuterie appropriée (non représentée). Le détendeur 56 est prévu pour instaurer une chute de pression prédéter- minée désirée entre le tuyau à air principal 65 et la chambre à air 52.
Le détendeur 64 et l'orifice resserré 63 sont prévus de manière similaire pour instaurer une chute de pression pré- déterminée désirée entre la conduite d'air principale 65 et le réservoir 61. Le détendeur 64 est ajusté de telle sorte que la pression d'air maximale délivrée au réservoir 61 soit inférieure à la pression d'air maximale délivrée par le tuyau 54 à la chambre à air 52. La soupape de sécurité 67 est initialement ajustée de manière à maintenir une pression d'air désirée dans le réservoir 61 et de manière à s'ouvrir si la pression dans le réservoir a tendance à dépasser cette valeur.
Par exemple, si la pression dE! l'air dans la conduite à air principale 55 est de 8,75 kg cm2 manométriques, le dé- tendeur 56 est ajusté de manière à instaurer une pression maximale dans la chambre à air 52 de l'ordre de, par exemple, 1,40 kg/cm2 manométrique, et le détendeur 64 et l'orifice resserré 63 sont choisis de manière à instaurer une pression maximale inférieure dans le réservoir 61 de l'ordre de, par exemple, 0,7 kg/cm2 manométrique.
Au commencement d'une phase de craquage du four 10, la soupape commandée par solénoide 55 est complètement ouverte et la soupape commandée par solénoide 59 est fermée pour permettre une misa sous pression maximale de la chambre à air 52 aui agit sur le diaphragme 53 pour ouvrir complète- ment la soupape d'étranglement 50 et le gaz d'alimentation, dosé par l'orifice 51, s'écoule selon un débit initial vers le tuyau 25.
Immédiatement, la soupape commandée par solénoide
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55 est fermée et la soupape commandée par solénoide 59 est ouverte pour permettre à l'air de s'échapper de la chambre à air par le tuyau 58, le robinet à soupape 59 et la soupape à pointeau 60 vers le réservoir 61, en réduisant graduellement la pression de l'air dans la chambre à air 52 ce qui permet au diaphragme mù par un ressort 53 de se déplacer vers la gauche, comme on peut le voir dans la figure 2, pour fermer graduel- lement la soupape d'étranglement 50 afin de réduire l'écoule- ment de gaz d'alimentation à travers le tuyau 26, la soupape d'é- tranglement n'arrêtant jamais complètement cet écoulement.
Comme la soupape de sureté 67 est ajustée de manière à maintenir une pression maximum prédéterminée dans le réservoir 61, lorsque de l'air à une pression supérieure s'échappe de la chambre à air 52, la soupape de sureté s'ouvre pour lui permettre de s'échap- per du réservoir, jusqu'à ce que la pression de l'air dans la chambre 52 tombe à la pression maintenue dans le réservoir 61.
La soupape à pointeau 60 est initialement ajustée de manière à régler le taux de cet échappement d'air de la chambre 52 de telle sorte que les pressions dans la chambre à air et dans le réservoir 61 s'égalisent la fin d'une période prédéterminée correspondant à la durée désirée de la phase de craquage du four 10.
Ainsi, dans une installation de fours régénérateurs classique, telle que celle illustrée de manière générale dans les dessins, dans laouelle chaque four présente normalement des phases de chauffage et de craquage alternées, chacune de l'ordre de 60 secondes, la soupape à pointeau 60 est initiale- ment ajustée pour permettre une égalisation des pressions précitées en à peine moins de 60 secondes, la différence étant seulement suffisante pour permettre au système de soupapes
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de permuter pour faire passer le four qui termine sa phase de craquage à une phase de chauffage suivante.
Bien entendu,au cours de cette phase de craquage, l'écoulement de gaz d'ali- mentation vers le tuyau 25 et le four 10 est réduit à un taux désiré à partir d'un maximum fixé au début de la phase de craquage jusqu'à un minimum fixé à la fin de la phase de cra- quage. Au cours de cette phase de craquage du four 10a, la soupape d'étranglement 50a est réglée de manière similaire pour réduire l'écoulement de gaz diluant vers le tuyau 25.
Au cours du fonctionnement normal d'une telle instal- lation de four--, le volume du gaz diluant dans le gaz d'alimen- tation dépasse fortement le volume relatif de la charge d'ali- mentation. Aïnsi, bien que les commandes des soupapes d'étran- glement 50 et 50 a opèrent de la même manière générale, elles sont choisies et ajustées de manière à instaurer et à mainte- nir un rapport désiré entre les volumes de la charge d'alimen- tation et du gaz diluant acheminés vers chacun des fours au cours d'une phase de craquage de ces derniers.
A la fin d'une phase de craquage du four 10, comme décrit, suivie par une phase de craquage du four 10a, la sou- pape commandée par solénoide 55 est complètement ouverte et la soupape commandée par solénoide 59 est fermée pour permettre une mise sous pression rapide de la chambre à air 52 afin de réouvrir complètement la soupape d'étrangement 50 pour permet- tre le démarrage de la phase de craquage du four 10a en lui acheminant un écoulement initial choisi de charge, cet écou- lement étant réduit, comme décrit ci-dessus, au cours de la phase de craquage du four 10a qui suit.
Les robinets à soupape 55a et 59a sont de manière similaire réajustés pour ouvrir complètement la soupape d'étranglement 50a afin d'amorcer
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la phase de craquage avec un écoulement initial choisi de gaz diluant acheminé vers le four 10a, cet écoulement étant de manière similaire réduit au cours de cette phase de craquage.
Bien entendu, un autre équipement de commande peut être utili- sé pour contrôler les écoulements de charge d'alimentation et de gaz diluant, et leur rapport dans le gaz d'alimentation ache- miné vers le four 10 et 10a, sans sortir du cadre de l'inven- tion. i
L'équipement et le fonctionnement général des fours selon l'invention étant décrits, on introduira à présent ouel- ques considérations générales applicables au procédé et on don- nera les résultats des essais effectuée
Il est bien connu que, au cours du fonctionnement ;
d'un four régnérateur, tel que le four 10, pour craquer une charge d'hydrocarbure donnée, il existe une correspondance définie entre la température du four et/la concentration des composés acétylénique et oléfinique dans le gaz craqué, pourvu que toutes les autres conditions restent constantes. Les résultats sont habituellement reportés sous la forme de la concentration moyenne de chaque gaz au cours du cycle et sous'la forme de la température moyenne mesurée en un point choisi de la matière récupératrice de chaleur du four.
Dans une phase de craquage d'une minute, avec du propane à titre de charge d'alimentation, le même débit étant utilisé dans chaque cas, la variation des proportions d'acétylène et d'éthylène avec la température moyenne est donnée approximativement dans le tableau suivant :
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TABLEAU I.
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<tb>
Température <SEP> C2H2
<tb> du <SEP> four <SEP> Mol. <SEP> % <SEP> Mol. <SEP> %
<tb>
<tb> 950 C <SEP> 5,2% <SEP> 38%
<tb>
<tb> 1050 C <SEP> 9,3% <SEP> 28%
<tb>
<tb> 11000C <SEP> 11,5% <SEP> 20%
<tb>
<tb> 1140 C <SEP> 12,5% <SEP> 12,5%
<tb>
<tb>
<tb> 1200 C <SEP> 13% <SEP> 4,5%
<tb>
On déduit du tableau I que,. lorsque la température du four augmente, à partir de 950 C, la teneur en acétylène du gaz craqué augmente et la teneur en éthylène diminue. Bien que cela ne soit pas montré dans le tableau I, pour les tem- pératures du four inférieures à 950 C, la teneur en acétylène et la teneur en éthylène diminuenttoutes deux et, au-de s sus de 1200 C, les deux teneurs diminuent également.
Ainsi, une tem- pérature approximative de 1200 C constitue la meilleure tem- pérature pour le four pour une concentration optimum de l'acé- tylène et une température d'environ 950 C constitue la meilleure température pour une concentration optimum de l'éthylène; aux environs de 1140 C le rapport de l'acétylène à l'éthylène est de 1:1. La température du four choisie sera naturellement celle requise pour produire dans le gaz craqué le rapport désiré de l'acétylène à l'éthylène.
Comme on l'a fait remarquer ci-dessus, les résultats sont des résultats moyens pour une phase de craquage d'une minute; ce ne sont pas des valeurs instantanées a n'importe quel moment donné de la phase de craquage. La température du four tombe au cours d'une phase de craquage, en raison tout d'abord de l'effet de refroidissement du transfert d'une chaleur considérable dans le gaz d'alimentation qui passe à travers le four et,en second lieu
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dans une mesure plus importante, en raison de l'énergie thermique absorbée par la matière de rétention de la chaleur pour former un gaz craqué de composition différente à celle du gaz d'ali- mentation. Cette chute de température du four esc accompa- gnée par une variation de la composition du gaz craqué au fur et à mesure que la phase de craquage progresse.
Cela est illus- tré par le tableau suivant qui révèle les résultats obtenus au cours d'intervalles successifs de 10 secondes avec une phase de craquage classique dans un four commercial de 1,37 x 1,52 m tel que décrit ci-dessus ; a utilisé du propane à titre de charge à raison de 2.460 kg à l'heure, de la vapeur d'eau à titre de diluant à raison de 6. 820 kg à l'heure; on a mis en oeuvre un vide d'une 1/2 atmosphère environ dans le four et la température de départ était de i070 C. :
TABLEAU II.
EMI18.1
<tb>
Durée <SEP> Vapeur <SEP> d'eau <SEP> Charge <SEP> C2H2 <SEP> C2H2 <SEP> Rendement(C)%
<tb>
EMI18.2
Sec. kg/hr. kg/hr. Mol.% !-lo1..% CH C2H4
EMI18.3
<tb> 0-10 <SEP> 6820 <SEP> 2460 <SEP> 15,3 <SEP> 9,6 <SEP> 41,0 <SEP> 25,2
<tb>
<tb> 10-20 <SEP> 6820 <SEP> 2460 <SEP> 14,7 <SEP> 12,3 <SEP> 35,0 <SEP> 28,5
<tb>
<tb> 20-30 <SEP> 6820 <SEP> 2460 <SEP> 14,0 <SEP> 14,0 <SEP> 31,0 <SEP> 31,0
<tb>
<tb> 30-40 <SEP> 6820 <SEP> 2460 <SEP> 13,4 <SEP> 15,1 <SEP> 27,9 <SEP> 33,0
<tb>
<tb> 40-50 <SEP> 6820 <SEP> 2460 <SEP> 12,7 <SEP> 16,1 <SEP> ' <SEP> 25,0 <SEP> 34,0
<tb>
<tb> 50-60 <SEP> 6820 <SEP> 2460 <SEP> 11,9 <SEP> 17,0 <SEP> 23,0 <SEP> 35,0
<tb>
<tb> moyenne <SEP> 6820 <SEP> 2460 <SEP> 13,7 <SEP> 14,0 <SEP> 30,5 <SEP> 31,1
<tb>
A partir du tableau II,
on peut calculer que la capacité annuelle d'un tel four qui fonctionne dans les con- ditions énoncées à raison de 24 heures par jour et de 330 jours par an, est de l'ordre de 5,23 millions de kg de C2H2, d'environ 5,77 millions de kg de C2H2 et d'environ 11 millions
<Desc/Clms Page number 19>
de kg de C2H2 plus C2H2.Il est à noter que, dans les conditions du tableau II, la durée de séjour àe la charge d'alimentation dans le four au cours de la phase de craquage était sensiblement uniforme et la pression partielle de la charge était également uniforme.
En mettant en oeuvre le même four dans les mêmes conditions, si ce n'est qu'on utilise une charge de propane variable et une température de départ de 1090 C, les résultats obtenus sont révélés par le tableau suivant :
TABLEAU III,
EMI19.1
<tb> Durée <SEP> Vapeur <SEP> d'eau <SEP> Charge <SEP> C2H2 <SEP> C2H4 <SEP> Rendement(C)%
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Sec. <SEP> kg/hr. <SEP> kg/hr.
<SEP> Mol.% <SEP> Mol.% <SEP> C2H2 <SEP> C2H4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 0-10 <SEP> 6280 <SEP> 2865 <SEP> 15,0 <SEP> 8,0 <SEP> 36,5 <SEP> 20,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 10-20 <SEP> 6280 <SEP> 2730 <SEP> 13,8 <SEP> 9,7 <SEP> 32,6 <SEP> 23 <SEP> ,1 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 20-30 <SEP> 6280 <SEP> 2635 <SEP> 13,0 <SEP> 10,5 <SEP> 30,0 <SEP> 24,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 30-40 <SEP> 6280 <SEP> 2500 <SEP> 12,5 <SEP> Il,) <SEP> 28,1 <SEP> 25,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 40-50 <SEP> 6280 <SEP> 2410 <SEP> 12,0 <SEP> 11,8 <SEP> 26,9 <SEP> 26,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 5C-60 <SEP> 6280 <SEP> 2275 <SEP> 11,6 <SEP> 12,2 <SEP> 25,9 <SEP> 27,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> moyenne <SEP> 6280 <SEP> 2460 <SEP> 13,0 <SEP> 10,6 <SEP> 30,0 <SEP> 24,0
<tb>
A partir du tableau III, on peut calculer que la capa- cité annuelle d'un tel four fonctionnant dans les conditions énoncées est,
de l'ordre de 5,15 millions de kg de C2H2, d'en- viron 4,46 millions de kg de C2H4 et d'environ 9,61 millicns de kg de C2H2 plus C2H4. Les résultats énoncés dans le tableau III établissent clairement qu'en réduisant simplement le taux d'ali- mentation de la charge dans le four du début à la fin de la phase de craquage, on réduit quelque peu la capacité totale en acétylène du four et on réduit fortement la capacité en éthylène de ce four, par comparaison avec un procédé similaire mais
<Desc/Clms Page number 20>
classique de fonctionnement tel qu illustré dans le tableau II.
Il est à noter dans le fonctionnement illustré dans le tableau III que, au cours de la phase de craquage, la durée de séjour de la charge dans le four a été progressivement accrue en rédui- sant progressivement le taux d'alimentation de la charge vers le four et que, bien que la pression partielle de la charge ait diminue sous l'effet de cette réduction de charge, la pression partielle moyenne de la charge était la même que celle des ré- sultats illustrés dans le tableau II. L'augmentation de la durée de séjour de la charge dans le four lorsque l'on modifie le dé- bit donné dans le tableau III est relativement faible du fait que le volume de la vapeur d'eau est de plus de six fois le volume du propane.
Par suite, lorsoue le volume de propane est réduit à environ 80% de son taux de départ, sa durée de séjour n'est accrue que de 3% environ.
Lorsque l'on met en oeuvre le même four dans les mêmes conditions, si ce n'est qu'on utilise une charge de vapeur d'eau variable, une charge de propane constante et une tempéra- ture de départ de 1150 C, les résultats obtenus sont représen- tés dans le tableau suivant :
TABLEAU V.
EMI20.1
<tb>
Durée <SEP> Vapeur <SEP> d'eau <SEP> Charge <SEP> C2H2 <SEP> C2H4 <SEP> Rendement(C)%
<tb>
<tb>
<tb> Sec. <SEP> kg/hr. <SEP> kg/hr. <SEP> Mol.% <SEP> Mol.% <SEP> C2H2 <SEP> C2H2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 0-10 <SEP> 8150 <SEP> 2460 <SEP> 15,8 <SEP> 8,0 <SEP> 40,8 <SEP> 20,9
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 10-20 <SEP> 7190 <SEP> 2460 <SEP> 15,3 <SEP> 9,4 <SEP> 38,1 <SEP> 23,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 20-30 <SEP> 6550 <SEP> 2460 <SEP> 14,8 <SEP> 10,3 <SEP> 36,0 <SEP> 24,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 30-40 <SEP> 5910 <SEP> 2460 <SEP> 14,1 <SEP> 11,0 <SEP> 33,1 <SEP> 25,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 40-50 <SEP> 5420 <SEP> 2460 <SEP> 13,4 <SEP> 11,5 <SEP> 31,0 <SEP> 26,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 50-60 <SEP> 5010 <SEP> 2460 <SEP> 12,8 <SEP> 11,8 <SEP> 28,6 <SEP> 27,0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Moyenne <SEP> 6370 <SEP> 2460 <SEP> 14,4 <SEP> 10,3 <SEP> 34,9 <SEP> 24,
3
<tb>
<Desc/Clms Page number 21>
Comme montré dans le tableau IV, la capacité annuel- le d'un tel four fonctionnant dans ces conditions est de l'or- dre de 6 millions de kg de C2H2, d'environ 4,52 millions de kg de C2H4 et d'environ 10,52 millions de kg de C2H2 plus C2H4, ce fonctionnement révélant un gain notable de capacité en CHH2 vis-à-dire des résultats obtenus dans les conaitions énoncées dans les tableaux II et III. Il est à noter que, au cours de ce fonctionnement, la durée de séjour de la charge d'alimentation dans le four est progressivement accrue au cours de la phase de craquage en réduisant progressivement la vapeur d'eau acheminée dans le four, et que la pression partielle de la charge s'accroît au cours de la phase.
Dans ce cas, la durée de séjour instantanée de la charge d'alimentation est accrue de plus de 60% au cours de la phase de craquage.
On a cependant constaté que le rendement en C2H2 pouvait être encore fortement augmenté en réduisant les lébits de charge et de gaz diluant à la fois au cours d'une phase de craquage, àe façon à maintenir sensiblement constante la pres- sion partielle de la charge au cours de la phase.
Ce résultat est illustré ci-dessous dans le tableau V en utilisant des charges de propane et de vapeur d'eau variables et une tempé- rature de démarrage de 1105 C, les autres conditions étant autrement les mêmes :
<Desc/Clms Page number 22>
TABLEAU V.
EMI22.1
<tb> Durée <SEP> Vapeur <SEP> d'eau <SEP> Charge <SEP> C2H2 <SEP> C2H4 <SEP> Rendement(C)%
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Sec. <SEP> kg/hr. <SEP> kg/hr.
<SEP> Mol.% <SEP> Mol.% <SEP> C2H2 <SEP> C2H4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 0-10 <SEP> 9240 <SEP> 3090 <SEP> 17,0 <SEP> 7,0 <SEP> 44,5 <SEP> 18,5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 10-20 <SEP> 8280 <SEP> 2870 <SEP> 16,6 <SEP> 8,0 <SEP> 42,1 <SEP> 20,5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 20-30 <SEP> 7640 <SEP> 2550 <SEP> 16,1 <SEP> 8,0 <SEP> 41,0 <SEP> 20,5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 30-40 <SEP> 6920 <SEP> 23 <SEP> 20 <SEP> 15,6 <SEP> 7,9 <SEP> 39,6 <SEP> 20,4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 40-50 <SEP> 6320 <SEP> 2090 <SEP> 15,0 <SEP> 7,8 <SEP> 38,5 <SEP> 20,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 50-60 <SEP> 5780 <SEP> 1870 <SEP> 14,6 <SEP> 7,6 <SEP> 37,5 <SEP> 19,9
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Moyenne <SEP> 7380 <SEP> 2460 <SEP> 15,8 <SEP> 7,7 <SEP> 40,5 <SEP> 20,0
<tb>
Comme montré dans le tableau V,
la capacité annuelle d'un tel four fonctionnant dans ces conditions est de l'ordre de 6,97 millions de kg de C2H2, d'environ 3,69 millions de kg de C2H4 et d'environ 10,66 millions de kg de C2H2 plus C2H4.
Cela met en évidence la forte augmentation de rendement en C2H2 qui peut être obtenue au cours du fonctionnement de ce four dans les conditions prescrites selon l'invention. Natu- rellement, l'acétyl1ène est un produit beaucoup plus intéressant que l'éthylène et il est habituellement souhaitable d'obtenir un rendement en acétylène maximum. Il est à noter que, au cours de ce fonctionnement, la durée de séjour de la charge d'alimentation dans le four augmente progressivement au cours de la phase de craquage, mais que le rapport de la vapeur d'eau au propane et la pression partielle de la charge d'ali- mentation restent sensiblement uniformes au cours de la phase.
Dans ce cas, la durée de séjour de la charge est également accrue d'environ 60% au cours de la phase de craquage, la même valeur que dans le cas précédent.
<Desc/Clms Page number 23>
Le tableau II illustre les résultats susceptibles d'être obtenus en faisant fonctionner le four dans des conditions clas- siques dans lesquelles la durée du séjour de la charge dans le four est constante tout au long de la phase de craquage. Le tableau IV réèle que, si la durée du séjour de la charge dans le four est augmentée au cours de la phase de craquage, en ré- duisant progressivement le taux selon lequel le diluant est acheminé vers le four, on obtient un rendement C2H2 plus inté- ressant. Le tableau V révèle que, si la durée du séjour de la charge dans le four est augmentée au cours de la pahse de craquage en réduisant progressivement le taux d'alimentation en diluant et en charge à la fois et que la pression partielle de la charge dans le four est ma intenue sensiblement constante, on obtient des résultats fortement améliorés.
Le tableau III révèle que des résultats intéressants soit obtenus en réduisant le t aux de charge d'alimentation seul, car cela ne donne pas une variation suffisamment importante de la durée du séjour pour compenser la réduction habituelle de la température du four au cours de la phase de craquage.
Les résultats énoncés ci-dessus indiquent que, pour la charge d'alimentation utilisée, et pour un rendement C2H2 maximum, une augmentation de 60 % de la durée de séjour au cours de la phase de craquage, sous une pression partielle constante, donnera une augmentation de 33 % du rendement moyen au cours de la phase de craquage par comparaison avec un procédé de fonctionnement classique. La dure de séjour exacte utilisée variera avec la nature de la charge, le rapport initial du gaz diluant à. la charge et le rapport C2H4/C2H2 désiré.
En ce qui concerne le C2H2, la demanderesse a constaté qu'en utilisant une phase de craquage d9 une minute, l'augmentation tait
<Desc/Clms Page number 24>
de l'ordre de 20 à 100 %. Ces valeurs augmenteraient pour une période de craquage plus longue et diminueraient pour une période de craquage plus courte.
Bien que l'on ait montré, à l'aide des exemples donnés ci- dessus, que la pression partielle constante de la charge au cours de la phase de craquage améliorait notablement le rende- ment vis-à-vis de l'augmentation de cette pression partielle, la réduction de cette pression combinée à une augmentation de la durée de séjour de la charge d'alimentation apportera une amélioration supplémentaire du rendement, mais aux dépens de la capacité du four qui se trouvera réduite.
Le procédé décrit ci-dessus pour régler la durée du séjour a donné les résultats notés ci-dessus. D'autres procédés de réglage de cette durée de séjour peuvent également être utili- sés sans sortir du cadre de l'invention. Le réglage utilisé dans l'exemple précédent donne un diagramme de la durée de séjour qui est sensiblement une ligne droite lorsque ce dia- gramme est porté sur un graphique semi-logarithmique, le temps étant porté à l'échelle uniforme et le débit de gaz diluant et de gaz d'alimentation à l'échelle logarithmique.
La rela- tion mathématique qui exprime cette fonction est donc la sui- vante :
R = Ce-at où : R = débit du gaz diluant ou de la charge au temps t après le démarrage de la phase de craquage, C - une constante a = une constante t - temps à partir du démarrage de l'opération en secondes, e - 2,72 (Base des logarithmes népériens)
<Desc/Clms Page number 25>
La constante C est le débit initial du gaz diluant ou de la charge d'alimentation pour t = 0 et a est le constante qui établit la loi de variation dans le temps du débit (du gaz di- luant ou de la charge d'alimentation).
Par exemple, dans le tableau V ci-dessus, ces constantes seraient les suivantes :
EMI25.1
<tb> Constante <SEP> C <SEP> Constante <SEP> a
<tb>
<tb>
<tb> Vapeur <SEP> d'eau <SEP> 68,7 <SEP> 0,00918
<tb>
<tb>
<tb> Propane <SEP> 19,9 <SEP> 0,00918
<tb>
L'emploi de ces constantes donne l'écoulement de la vapeur d'eau (gaz diluant) et du propane (charge d'alimentation), respectivement, en kg/minute/mètre carré de coupe transversale interne du four. La constante C qui établit le débit initial dépendra du rapport acétylène-éthylène désiré et peut, pour de la vapeur d'eau, varier de 46 à 92. La constante C pour le propane peut varier de 13,2 à 53.
Le facteur a, qui donne la loi de variation du débit dans le temps et qui est utilisée dans l'expression e-at, exprime un rapport du débit de charge d'alimentation ou de diluant à la fin du temps t au débit de charge d'alimentation ou de vapeur d'eau correspondant au démarrage du cycle, et, comme c'est un rapport, a est indé- pendant des unités utilisées. La constante a peut varier entre 0,006 et 0,012 à la fois pour la charge d'alimertation et/ou pour le diluant.
Bien que les opérations illustrées dans les tableaux I à V, inclusivement, utilisent du propane à titre de charge d'ali- mentation, on peut obtenir des résultats du même caractère général avec toutes sortes de charges de l'éthane au gaz oil.
Cependant, on doit remarquer que, pour des charges d'alimenta- tion autres que le propane, la même variation expor.entielle générale donnera de bons résultats, nais les constantes C et a devront être modifiées pour tenir compt e de la variation
<Desc/Clms Page number 26>
des caractéristiques de la charge d'alimentation. Le même principe s'applique au gaz diluant et à la combinaison de gaz diluant et de charge d'alimentation.
Bien que l'on ait représenté et décrit ci-dessus une forme de réalisation préférée de l'invention, des variantes peuvent être envisagées sans sortir du cadre de l'invention.
REVENDICATIONS.
1.- Procédé de fonctionnement d'un four régénérateur con- tenant une masse de matière qui retient la chaleur à travers laquelle passades passages longitudinaux, cette matière ayant été chauffée à une température de pyroly se à laquelle un gaz d'alimentation envoyé à travers les passages précitée sera craqué pour former un gaz de craquage contenant un composé acétylénique et/ou un composé oléfinique, le gaz d'alimentation étant constitué d'une charge d'alimentation appropriée et d'un gaz diluant, ce précédé consistant : à faire passer le gaz d'alimentation dans les passages précités pour le craquer afin de former un gaz de craquage ;
à réduire progressiv em ent le volume du gaz diluant admis dans le four au cours de la phase de craquage pour augmen- ter progressivement la durée de séjour de la charge d'alimen- tation dans le four.