JPH03115389A - 炉燃料油の製造法 - Google Patents
炉燃料油の製造法Info
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- JPH03115389A JPH03115389A JP23546290A JP23546290A JPH03115389A JP H03115389 A JPH03115389 A JP H03115389A JP 23546290 A JP23546290 A JP 23546290A JP 23546290 A JP23546290 A JP 23546290A JP H03115389 A JPH03115389 A JP H03115389A
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Landscapes
- Production Of Liquid Hydrocarbon Mixture For Refining Petroleum (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は化学的製造法に関し、更に詳細には炉燃料油の
製造法に関するものである。
製造法に関するものである。
現在、エヌ・アイ・チェルノツコフ、テクノロシア・ベ
レラボツキー・ネフチ・ガザ、キミア・パブリッシャー
ズ、モスクワ、１９６７年第１３３〜１４０頁に記載の
炉燃料油の製造法が広く使用されている。炉燃料油は熱
クラッキングの残留物およびダイレクト・ランアップ（
ｄ Ｉ ｒｅｃｔｒｕｎｕｐ）のコーキングを混合する
ことによって調製され、原油のコストがかさむため、前
記材料を製造するための他の原料源の出現が必要となっ
ている。
レラボツキー・ネフチ・ガザ、キミア・パブリッシャー
ズ、モスクワ、１９６７年第１３３〜１４０頁に記載の
炉燃料油の製造法が広く使用されている。炉燃料油は熱
クラッキングの残留物およびダイレクト・ランアップ（
ｄ Ｉ ｒｅｃｔｒｕｎｕｐ）のコーキングを混合する
ことによって調製され、原油のコストがかさむため、前
記材料を製造するための他の原料源の出現が必要となっ
ている。
特に、チェコスロバキア特許第１０６，４０２号明細書
に記載のように加硫ゴムを加熱下に炭化水素系溶媒の媒
体中において熱分解し、次いで最終生成物を分離するこ
とからなる炉燃料油の製造法が開発されている。この方
法においては原料として廃棄ゴム材料を使用しているこ
とが極めて明白である。前記製造法の利点は、廃棄物の
利用は別として最終生成物のコストを非常に低減させる
ことにある。
に記載のように加硫ゴムを加熱下に炭化水素系溶媒の媒
体中において熱分解し、次いで最終生成物を分離するこ
とからなる炉燃料油の製造法が開発されている。この方
法においては原料として廃棄ゴム材料を使用しているこ
とが極めて明白である。前記製造法の利点は、廃棄物の
利用は別として最終生成物のコストを非常に低減させる
ことにある。
しかし、この方法には幾つかの実質的欠点がある。特に
、分解温度に加熱する際に原料の一部分が局部的に過熱
されるという事実のため、得られる炉燃料油の品質は必
ずしも満足であるとは限らない。過熱はコークス化を生
じさせ、そして最終生成物の品質を阻害する。
、分解温度に加熱する際に原料の一部分が局部的に過熱
されるという事実のため、得られる炉燃料油の品質は必
ずしも満足であるとは限らない。過熱はコークス化を生
じさせ、そして最終生成物の品質を阻害する。
本発明の目的は、熱破壊の条件および最終生成物の分離
技術が原料のコークス化を防止し、このようにして炉燃
料油の品質を向上させることのできる炉燃料油の製造法
を提供することにある。
技術が原料のコークス化を防止し、このようにして炉燃
料油の品質を向上させることのできる炉燃料油の製造法
を提供することにある。
本発明の目的は、重合物質からの原料を加熱下に炭化水
素系溶媒の媒体中において熱分解し、次いて最終生成物
を分離して炉燃料油を製造するにあたり、炭化水素系溶
媒を予熱し、次いで加硫ゴムおよび未加硫ゴムからの廃
棄物を強撹拌下に溶媒に添加し、前記炭化水素系溶媒を
反応混合物中に連続的に循環させながら廃棄物の熱分解
を５×１０〜２５Ｘ１０５ｎ／イの圧力下で達成し、そ
して２００〜５６０℃の温度において１０〜２ＸＩＯ５
ｎ／ｒ＋ｆの圧力下で不活性ガス状物質の存在下におい
て蒸留することによって最終生成物を得られた懸濁液か
ら分離することを特徴とする炉燃料油の製造法によって
達成される。
素系溶媒の媒体中において熱分解し、次いて最終生成物
を分離して炉燃料油を製造するにあたり、炭化水素系溶
媒を予熱し、次いで加硫ゴムおよび未加硫ゴムからの廃
棄物を強撹拌下に溶媒に添加し、前記炭化水素系溶媒を
反応混合物中に連続的に循環させながら廃棄物の熱分解
を５×１０〜２５Ｘ１０５ｎ／イの圧力下で達成し、そ
して２００〜５６０℃の温度において１０〜２ＸＩＯ５
ｎ／ｒ＋ｆの圧力下で不活性ガス状物質の存在下におい
て蒸留することによって最終生成物を得られた懸濁液か
ら分離することを特徴とする炉燃料油の製造法によって
達成される。
炭化水素系溶媒の予熱および反応混合物内の溶媒の強循
環並びに熱分解および蒸留についての前記条件の順序は
、最終生成物の品質をかなり向上させ、そして原料のコ
ークス化を防止させることができる。本誌の顕著な特色
はプロセスを常法に比較して更に効率良く達成させるこ
とであり、これは加熱炭化水素系溶媒の循環および不活
性ガス状物質の添加の両方によって促進されることに留
意すべきである。
環並びに熱分解および蒸留についての前記条件の順序は
、最終生成物の品質をかなり向上させ、そして原料のコ
ークス化を防止させることができる。本誌の顕著な特色
はプロセスを常法に比較して更に効率良く達成させるこ
とであり、これは加熱炭化水素系溶媒の循環および不活
性ガス状物質の添加の両方によって促進されることに留
意すべきである。
炭化水素系溶媒を１５０〜６００℃の温度まで加熱する
ことが望ましい。プロセスの効率を向上させるために、
好ましくは加硫ゴムおよび未加硫ゴムからの廃棄物の熱
分解を１〜３００秒の範囲内で実施すべきである。加硫
ゴムおよび未加硫ゴムからの廃棄物を前記炭化水素系溶
媒と１：１から１：１００の重量部の比率で混合するこ
とが好都合である。前記範囲は、良好な結果、例えば高
品質の生成物、プロセスの短縮、低動力費等を得るため
に最も好適である。
ことが望ましい。プロセスの効率を向上させるために、
好ましくは加硫ゴムおよび未加硫ゴムからの廃棄物の熱
分解を１〜３００秒の範囲内で実施すべきである。加硫
ゴムおよび未加硫ゴムからの廃棄物を前記炭化水素系溶
媒と１：１から１：１００の重量部の比率で混合するこ
とが好都合である。前記範囲は、良好な結果、例えば高
品質の生成物、プロセスの短縮、低動力費等を得るため
に最も好適である。
熱分解時に炭化水素系溶媒を、加硫ゴムおよび未加硫ゴ
ムからの廃棄物１ｋｇ当たり１〜３０ｇ／時の量で反応
混合物中に循環させることが好ましい。前記方法のこの
変形は、原料の熱分解に対してより良好な条件を与え、
このようにして熱分解を非常に効率良く達成させる。
ムからの廃棄物１ｋｇ当たり１〜３０ｇ／時の量で反応
混合物中に循環させることが好ましい。前記方法のこの
変形は、原料の熱分解に対してより良好な条件を与え、
このようにして熱分解を非常に効率良く達成させる。
不活性ガス状物質として窒素、水蒸気、煙道ガス、メタ
ン、エタン、プロパン、炭化水素Ｃ３〜Ｃ６留分または
それらの混合物を使用するのが適当である。前記ガス状
物質は比較的安価であり、自然に広く分布しており、そ
して製造するのが容品である。
ン、エタン、プロパン、炭化水素Ｃ３〜Ｃ６留分または
それらの混合物を使用するのが適当である。前記ガス状
物質は比較的安価であり、自然に広く分布しており、そ
して製造するのが容品である。
蒸留時に不活性ガス状物質を懸濁液１ｋｇ当たり０．０
１〜９０ｇ／時の速度で連続的に添加することが望まし
い。この種の条件は二酸化硫黄のより良好な除去性を与
え、同時にプロセスの十分な有効さを与える。
１〜９０ｇ／時の速度で連続的に添加することが望まし
い。この種の条件は二酸化硫黄のより良好な除去性を与
え、同時にプロセスの十分な有効さを与える。
前記方法の変形において、炉燃料油を製造しようとする
場合には、好ましくは蒸留プロセスを２５０〜５６０℃
の温度において１０〜ｌＸ１０５ｎ／ｒｆの圧力下で実
施すべきである。この種の条件は、生成物を高品質とす
る以外に最終生成物を高品質とし、また生産高を最大と
させる。
場合には、好ましくは蒸留プロセスを２５０〜５６０℃
の温度において１０〜ｌＸ１０５ｎ／ｒｆの圧力下で実
施すべきである。この種の条件は、生成物を高品質とす
る以外に最終生成物を高品質とし、また生産高を最大と
させる。
前記方法のこの変形においては、廃棄物の熱分解時にお
ける前記炭化水素系溶媒は、油留分、コークス化学留分
、および前記蒸留の結果として得られる樹脂および芳香
族炭化水素０．１〜１００重量％含有の炉燃料油である
ことが望ましい。
ける前記炭化水素系溶媒は、油留分、コークス化学留分
、および前記蒸留の結果として得られる樹脂および芳香
族炭化水素０．１〜１００重量％含有の炉燃料油である
ことが望ましい。
本発明を水洗並びにその特定の例の具体的説明を参照し
て説明する。
て説明する。
炉燃料油の製造法を以下のように実施する。本発明に従
って、炭化水素系溶媒を１５０〜６００℃の温度に予熱
する。炭化水素系溶媒として沸点４０〜１２０℃、５０
〜２５０℃、２５０〜４００℃および２００〜５００℃
を有する油留分、沸点３２０〜５３５℃を有するコーク
ス化学留分、および本発明の方法に従って製造される炉
燃料油を使用できる。加熱炭化水素系溶媒を加硫ゴムお
よび未加硫ゴムからの廃棄物と強撹拌下に混合する。
って、炭化水素系溶媒を１５０〜６００℃の温度に予熱
する。炭化水素系溶媒として沸点４０〜１２０℃、５０
〜２５０℃、２５０〜４００℃および２００〜５００℃
を有する油留分、沸点３２０〜５３５℃を有するコーク
ス化学留分、および本発明の方法に従って製造される炉
燃料油を使用できる。加熱炭化水素系溶媒を加硫ゴムお
よび未加硫ゴムからの廃棄物と強撹拌下に混合する。
原料として摩耗タイヤ、ゴム製品の廃棄物並びにブタジ
ェン、イソプレン、ブダシエンースチレン、エチレン−
プロピレン、アクリル、カルボン酸化ブタジェン−メチ
ルスチレンおよびブタジェン−ニトリルゴムをベースと
する廃棄物を使用できる。
ェン、イソプレン、ブダシエンースチレン、エチレン−
プロピレン、アクリル、カルボン酸化ブタジェン−メチ
ルスチレンおよびブタジェン−ニトリルゴムをベースと
する廃棄物を使用できる。
この場合、加硫ゴムおよび未加硫ゴムからの廃棄物を前
記炭化水素系溶媒と１：１から１：１００の重量部の比
率で混合する。
記炭化水素系溶媒と１：１から１：１００の重量部の比
率で混合する。
前記廃棄物が完全に溶解され、そして懸濁液が得られる
まで、得られた混合物を１５０〜４８５℃の温度におい
て５ｘ１０〜２５Ｘ１０５ｎ／Ｍの圧力下で１〜３００
秒間熱分解する。
まで、得られた混合物を１５０〜４８５℃の温度におい
て５ｘ１０〜２５Ｘ１０５ｎ／Ｍの圧力下で１〜３００
秒間熱分解する。
熱分解時に炭化水素系溶媒を加硫ゴムおよび未加硫ゴム
からの廃棄物１ｋｇ当たり１〜３０ｇ／時の量で反応混
合物中に連続的に循環させる。
からの廃棄物１ｋｇ当たり１〜３０ｇ／時の量で反応混
合物中に連続的に循環させる。
２００〜５６０℃の温度において１０〜２×１０５ｎ１
０ｆの圧力下で不活性ガス状物質の存在下において蒸留
することによって、最終生成物を得られた懸濁液から分
離する。
０ｆの圧力下で不活性ガス状物質の存在下において蒸留
することによって、最終生成物を得られた懸濁液から分
離する。
不活性ガス状物質として窒素、水蒸気、二酸化炭素、煙
道ガス、メタン、エタン、プロパン、炭化水素Ｃ３〜Ｃ
６留分およびそれらの混合物を使用できる。蒸留プロセ
スにおいては、ガス状物質を懸濁液１ｋｇ当たり０．０
１〜９０ｇ／時の速度で連続的に供給する。
道ガス、メタン、エタン、プロパン、炭化水素Ｃ３〜Ｃ
６留分およびそれらの混合物を使用できる。蒸留プロセ
スにおいては、ガス状物質を懸濁液１ｋｇ当たり０．０
１〜９０ｇ／時の速度で連続的に供給する。
炉燃料油を製造する場合、蒸留プロセスを２５０〜５６
０℃の温度において１０〜１×１０５ｎ／ｍ２の圧力下
で実施することに留意すべきである。
０℃の温度において１０〜１×１０５ｎ／ｍ２の圧力下
で実施することに留意すべきである。
例 １
本発明に従って、炉燃料油を古い種類のもの（エチレン
−プロピレン、ブチレンゴムをベースとする材料）から
調製した。このために、炭化水素系溶媒を３６２℃の温
度まで予め加熱した。炭化水素系溶媒（沸点３３５〜５
０２℃を有するコークス化学留分）は以下の特性を有し
ていた。
−プロピレン、ブチレンゴムをベースとする材料）から
調製した。このために、炭化水素系溶媒を３６２℃の温
度まで予め加熱した。炭化水素系溶媒（沸点３３５〜５
０２℃を有するコークス化学留分）は以下の特性を有し
ていた。
２０℃の温度での密度ＣＦ！、／Ｃｙｌ） ０．９
５９４０ 屈折率（ｎ ｏ １−５６７１５
０℃の温度でのエングラ−７，６ 粘度（’Ｅ） 硫黄含ｊｌ（重量％） １．５７分子量
３５７ 蒸留留分（℃） 沸騰開始 ３３５．５ ５０％沸騰 ４５２沸騰終了
５０２ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 １２，５単環式芳香族
炭化水素 １０．ｌ二環式芳香族炭化水素
３２．７多環式芳香族炭化水素 ４２．
８樹 脂 １．９加
熱炭化水素系溶媒を前記廃棄物と混合した。
５９４０ 屈折率（ｎ ｏ １−５６７１５
０℃の温度でのエングラ−７，６ 粘度（’Ｅ） 硫黄含ｊｌ（重量％） １．５７分子量
３５７ 蒸留留分（℃） 沸騰開始 ３３５．５ ５０％沸騰 ４５２沸騰終了
５０２ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 １２，５単環式芳香族
炭化水素 １０．ｌ二環式芳香族炭化水素
３２．７多環式芳香族炭化水素 ４２．
８樹 脂 １．９加
熱炭化水素系溶媒を前記廃棄物と混合した。
反応混合物内の廃棄物と炭化水素系溶媒との間の比率は
１：１０１量部）であった。炭化水素系溶媒を廃棄物１
ｋｇ当たり７ｇ／時の速度で反応混合物中に循環させな
がら、熱分解プロセスを３６２℃の温度において４．５
Ｘ１０５ｎ／ばの圧力下に２９０秒間実施した。３５６
℃の温度において５ＸＩＣ１４ｎ／ｒ＋ｆの圧力下で蒸
留することによって、炉燃料油を得られた懸濁液から分
離した。蒸留プロセス時に二酸化硫黄の残留物をガス状
物質、即ち水蒸気によって除去した。水蒸気の消費速度
は懸濁液１ｋｇ当たり’８１／時であった。
１：１０１量部）であった。炭化水素系溶媒を廃棄物１
ｋｇ当たり７ｇ／時の速度で反応混合物中に循環させな
がら、熱分解プロセスを３６２℃の温度において４．５
Ｘ１０５ｎ／ばの圧力下に２９０秒間実施した。３５６
℃の温度において５ＸＩＣ１４ｎ／ｒ＋ｆの圧力下で蒸
留することによって、炉燃料油を得られた懸濁液から分
離した。蒸留プロセス時に二酸化硫黄の残留物をガス状
物質、即ち水蒸気によって除去した。水蒸気の消費速度
は懸濁液１ｋｇ当たり’８１／時であった。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃｉ） ０．９８２４
５０℃の温度でのエングラ−８，６５ 粘度（’Ｅ） 灰分（重量％） ’ ０．０５機械的混和物
の含量（重量％） ０．０３引火点（密閉ルツボ内
、℃）９８ 燃焼熱（乾燥燃料として計算し ９８４５た低い値、Ｋ
ｃａｌ／Ｋｇ） 前記データは、得られた炉燃料油がマズッッ（ｍａｚｕ
ｔｓ）と類似の特性を有することを立証する。
５０℃の温度でのエングラ−８，６５ 粘度（’Ｅ） 灰分（重量％） ’ ０．０５機械的混和物
の含量（重量％） ０．０３引火点（密閉ルツボ内
、℃）９８ 燃焼熱（乾燥燃料として計算し ９８４５た低い値、Ｋ
ｃａｌ／Ｋｇ） 前記データは、得られた炉燃料油がマズッッ（ｍａｚｕ
ｔｓ）と類似の特性を有することを立証する。
しかし、得られた炉燃料油のコストはマズッッのコスト
よりも低い。
よりも低い。
例２
同一の炭化水素系溶媒を使用して本発明の炉燃料油を実
質上例１に記載のように調製した。原料としてブタジェ
ン−スチレンイソプレンゴムをベースとする廃棄物を使
用した。
質上例１に記載のように調製した。原料としてブタジェ
ン−スチレンイソプレンゴムをベースとする廃棄物を使
用した。
熱分解の条件は次の通りであった。
原料と炭化水素系溶媒との ｌ：１０．２間の比率（
重量部） 温 度 （”Ｃ） ３６２圧
力 （ｎ／イ） ４．５ｘ１０５
時 間（秒） ３００炭化水素系溶媒
を廃棄物１ｋｇ当たり５１１７時の速度で反応混合物中
に激しく循環させた。
重量部） 温 度 （”Ｃ） ３６２圧
力 （ｎ／イ） ４．５ｘ１０５
時 間（秒） ３００炭化水素系溶媒
を廃棄物１ｋｇ当たり５１１７時の速度で反応混合物中
に激しく循環させた。
不活性ガス状物質として水蒸気を使用して、蒸留プロセ
スを３５６℃の温度において５Ｘｂ液１ｋｇ当たり９．
０ρ／時であった。
スを３５６℃の温度において５Ｘｂ液１ｋｇ当たり９．
０ρ／時であった。
得られた炉燃料油の特性は次の通りであった。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／Ｃｄ） ０．９６２４
５０℃の温度でのエングラ−８，６５ 粘度じＥ） 灰分（重量％） ０．０５ 機械的混和物の含ｆｆ１（重量％） ０．０３硫黄
含量（重量％）１．４ 引火点（密閉ルツボ内、℃）９８ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８４５こ
のように、得られた炉燃料油の性質およびコストは例１
に記載の炉燃料油の性質およびコストと同様であった。
５０℃の温度でのエングラ−８，６５ 粘度じＥ） 灰分（重量％） ０．０５ 機械的混和物の含ｆｆ１（重量％） ０．０３硫黄
含量（重量％）１．４ 引火点（密閉ルツボ内、℃）９８ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８４５こ
のように、得られた炉燃料油の性質およびコストは例１
に記載の炉燃料油の性質およびコストと同様であった。
例３
本発明の炉燃料油を実質上例１に記載のように調製した
が、原料はイソプレン天然ゴムをベースとする廃棄物で
あり、そして炭化水素系溶媒は沸点４００℃を有する油
留分であった。前記炭化水素系溶媒は以下の特性を有し
ていた。
が、原料はイソプレン天然ゴムをベースとする廃棄物で
あり、そして炭化水素系溶媒は沸点４００℃を有する油
留分であった。前記炭化水素系溶媒は以下の特性を有し
ていた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃｒｉ１） ０．９０
０７０ 屈折率（ｎ ｏ ｌ、５２０４５
０℃の温度でのエングラ−１，８ 粘度（０Ｅ） 硫黄歯ｆｆ１（重量％） ｌＪ４分子量
２８３ 蒸留留分（”Ｃ） 沸騰開始 ２５０ ５０％沸騰 ３８１ 沸騰終了 ４００ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ５１．４単環式芳香族炭
化水素 １０，５二環式芳香族炭化水素
１７．１多環式芳香族炭化水素 ２０．３樹
脂 ０．７前記炭化水素系
溶媒を４６８℃の温度に予め加熱し、そして廃棄物を加
熱炭化水素系溶媒と１＝１００（重量部）の比率で混合
した。炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり２．３Ω／
時の速度で反応混合物中に循環させながら、熱分解を４
６８℃の温度において１２Ｘ１０５ｎ／ｍ２の圧力下で
２３９秒間実施した。不活性ガス状物質としてエタンを
利用して、蒸留を実施した。エタンの消費速度は懸濁液
１ｋｇ当たり６．７ρ／時であった。
０７０ 屈折率（ｎ ｏ ｌ、５２０４５
０℃の温度でのエングラ−１，８ 粘度（０Ｅ） 硫黄歯ｆｆ１（重量％） ｌＪ４分子量
２８３ 蒸留留分（”Ｃ） 沸騰開始 ２５０ ５０％沸騰 ３８１ 沸騰終了 ４００ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ５１．４単環式芳香族炭
化水素 １０，５二環式芳香族炭化水素
１７．１多環式芳香族炭化水素 ２０．３樹
脂 ０．７前記炭化水素系
溶媒を４６８℃の温度に予め加熱し、そして廃棄物を加
熱炭化水素系溶媒と１＝１００（重量部）の比率で混合
した。炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり２．３Ω／
時の速度で反応混合物中に循環させながら、熱分解を４
６８℃の温度において１２Ｘ１０５ｎ／ｍ２の圧力下で
２３９秒間実施した。不活性ガス状物質としてエタンを
利用して、蒸留を実施した。エタンの消費速度は懸濁液
１ｋｇ当たり６．７ρ／時であった。
蒸留を２５０℃の温度において１．５Ｘ１０２ｎ／ばの
圧力下で実施した。
圧力下で実施した。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／Ｃｄ＞ ０．９７０１
５０℃の温度でのエングラ−２０，２ 粘度（°Ｅ） 灰分（重量％＞ ｏ、ｏｅ 機械的混和物の含量（重量％） ０．０４硫黄含量
（重量％）１，５ 引火点（密閉ルツボ内、’Ｃ） １３９燃焼熱（Ｋ
ｃａｌ／Ｋｇ） ９９６８このように、
得られた炉燃料油の性質およびコストは、例１に記載の
ようにして得られた炉燃料油の性質およびコスト同様で
あった。
５０℃の温度でのエングラ−２０，２ 粘度（°Ｅ） 灰分（重量％＞ ｏ、ｏｅ 機械的混和物の含量（重量％） ０．０４硫黄含量
（重量％）１，５ 引火点（密閉ルツボ内、’Ｃ） １３９燃焼熱（Ｋ
ｃａｌ／Ｋｇ） ９９６８このように、
得られた炉燃料油の性質およびコストは、例１に記載の
ようにして得られた炉燃料油の性質およびコスト同様で
あった。
例４
本発明の炉燃料油を実質上例１に記載のように調製した
。原料はブタジェン−スチレンゴムをベースとする廃棄
物であり、そして炭化水素系溶媒は例３に記載の油留分
であった。
。原料はブタジェン−スチレンゴムをベースとする廃棄
物であり、そして炭化水素系溶媒は例３に記載の油留分
であった。
炭化水素系溶媒を４６１℃の温度まで加熱した。
次いで、廃棄物を加熱炭化水素系溶媒と１：１１（重量
部）の比率で混合した。
部）の比率で混合した。
熱分解の条件は次の通りであった。
温 度（”Ｃ） ４８１
圧 力 （ｎ ／ ｒｒ？） ８
．７ｘ１０５時 間（秒）２４５ この場合、炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１．４
１１７時の速度で反応混合物中に激しく循環させた。
．７ｘ１０５時 間（秒）２４５ この場合、炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１．４
１１７時の速度で反応混合物中に激しく循環させた。
不活性ガス状物質として煙道ガスを使用して、蒸留プロ
セスを３８３℃の温度において６．７×ＩＣ１３ｎ／ｒ
ｒｌ”の圧力下で実施した。煙道ガスの消費速度は懸濁
液１ｋｇ当たり１．８Ω／時であった。
セスを３８３℃の温度において６．７×ＩＣ１３ｎ／ｒ
ｒｌ”の圧力下で実施した。煙道ガスの消費速度は懸濁
液１ｋｇ当たり１．８Ω／時であった。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃｄ） ０．９６４９
５０℃の温度でのエングラ−１８，４ 粘度（’Ｅ） 灰分（重量％） ０．０２ 含 量（重量％） 機械的混和物 ０．０３硫 黄
１．３引火点（密閉ルツ
ボ内、℃）［１７ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） １０４１２
このように、得られた炉燃料油の性質およびコストは、
例１に記載のようにして得られた炉燃料油の性質および
コストと同様であった。
５０℃の温度でのエングラ−１８，４ 粘度（’Ｅ） 灰分（重量％） ０．０２ 含 量（重量％） 機械的混和物 ０．０３硫 黄
１．３引火点（密閉ルツ
ボ内、℃）［１７ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） １０４１２
このように、得られた炉燃料油の性質およびコストは、
例１に記載のようにして得られた炉燃料油の性質および
コストと同様であった。
例５
本発明の炉燃料油を実質上例１に記載のように調製した
が、原料はブタジェン−ニトリルゴムをベースとする廃
棄物であり、そして炭化水素系溶媒は沸点２００〜５０
０℃を有する油留分であった。前記炭化水素系溶媒は以
下の特性を有していた。
が、原料はブタジェン−ニトリルゴムをベースとする廃
棄物であり、そして炭化水素系溶媒は沸点２００〜５０
０℃を有する油留分であった。前記炭化水素系溶媒は以
下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／ＣｒｒＤ ０．９８１
２５０℃の温度でのエングラ− 粘度（０Ｅ） 硫黄含量（重量％） 分子量 蒸留留分（’Ｃ） 沸騰開始 ５０％沸騰 沸騰終了 １．２ １．３７ ６５ ００ ６４ ００ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ９．７単環式芳香族炭
化水素 ８．６二環式芳香族炭化水素
２５．８多環式芳香族炭化水素 ５４．５樹
脂 １．４前記炭化水
素系溶媒を４５３℃の温度まで加熱し、そして廃棄物を
加熱炭化水素系溶媒と１：１１．６（重量部）の比率で
混合した。
２５０℃の温度でのエングラ− 粘度（０Ｅ） 硫黄含量（重量％） 分子量 蒸留留分（’Ｃ） 沸騰開始 ５０％沸騰 沸騰終了 １．２ １．３７ ６５ ００ ６４ ００ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ９．７単環式芳香族炭
化水素 ８．６二環式芳香族炭化水素
２５．８多環式芳香族炭化水素 ５４．５樹
脂 １．４前記炭化水
素系溶媒を４５３℃の温度まで加熱し、そして廃棄物を
加熱炭化水素系溶媒と１：１１．６（重量部）の比率で
混合した。
炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１．８ｉｌ／時の
速度で反応混合物中に激しく循環させながら、熱分解を
４５３℃の温度において９．２Ｘ１０５ｎ／ｍ２の圧力
下で２５０秒間実施した。
速度で反応混合物中に激しく循環させながら、熱分解を
４５３℃の温度において９．２Ｘ１０５ｎ／ｍ２の圧力
下で２５０秒間実施した。
不活性ガス状物質として炭化水素０３〜Ｃ６留分を使用
して蒸留プロセスを実施した。前記炭化水素Ｃ３〜Ｃ６
留分の消費速度は懸濁液１）［ｇ当たり２．１．１１１
／時であった。蒸留プロセスを４３２℃の温度において
２．５Ｘ１０３ｎ／＋ｙ？の圧力下で実施した。
して蒸留プロセスを実施した。前記炭化水素Ｃ３〜Ｃ６
留分の消費速度は懸濁液１）［ｇ当たり２．１．１１１
／時であった。蒸留プロセスを４３２℃の温度において
２．５Ｘ１０３ｎ／＋ｙ？の圧力下で実施した。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃｄ） ０．９６５７
５０℃の温度でのエングラ−■７．６ 粘度（” Ｅ） 灰分（重量％） ０．０４ 含 ｆｆ１（重量％） 機械的混和物 ０．０２硫 黄
１．７引火点（密閉ルツ
ボ内、”Ｃ） １２４燃焼熱（ＫｃａｌｌＫｇ）
９９４１このように、得られた炉燃料油
の性質およびコストは、例１に記載のようにして得られ
た炉燃料油の性質およびコストと同様であった。
５０℃の温度でのエングラ−■７．６ 粘度（” Ｅ） 灰分（重量％） ０．０４ 含 ｆｆ１（重量％） 機械的混和物 ０．０２硫 黄
１．７引火点（密閉ルツ
ボ内、”Ｃ） １２４燃焼熱（ＫｃａｌｌＫｇ）
９９４１このように、得られた炉燃料油
の性質およびコストは、例１に記載のようにして得られ
た炉燃料油の性質およびコストと同様であった。
例６
本発明の炉燃料油を実質上例１に記載のように調製した
が、原料はブタジェン−メチルスチレンアクリルゴムを
ベースとする廃棄物であり、そして炭化水素系溶媒は沸
点３２０〜５３５℃を有するコークス化学留分てあった
。前記炭化水素系溶媒は以下の特性を有していた。
が、原料はブタジェン−メチルスチレンアクリルゴムを
ベースとする廃棄物であり、そして炭化水素系溶媒は沸
点３２０〜５３５℃を有するコークス化学留分てあった
。前記炭化水素系溶媒は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／Ｃｄ） １．１２０４
５０℃の温度でのエングラ−２，３ 粘度（’Ｅ） 硫黄含量（重量％） ＯＪ８分子ｆｆｉ
２７５ 蒸留留分（”Ｃ） 沸騰開始 ３２０ ５０％沸騰 ４４７ 沸騰終了 ５３５ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ０ 単環式芳香族炭化水素 １３．５二環式芳香族炭
化水素 ３１，３多環式芳香族炭化水素
５０，９樹 脂 ４
．３前記炭化水素系溶媒を６００℃の温度まで加熱し、
そして廃棄物を加熱炭化水素系溶媒と１＝１１．４（重
量部）の比率で混合した。
５０℃の温度でのエングラ−２，３ 粘度（’Ｅ） 硫黄含量（重量％） ＯＪ８分子ｆｆｉ
２７５ 蒸留留分（”Ｃ） 沸騰開始 ３２０ ５０％沸騰 ４４７ 沸騰終了 ５３５ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ０ 単環式芳香族炭化水素 １３．５二環式芳香族炭
化水素 ３１，３多環式芳香族炭化水素
５０，９樹 脂 ４
．３前記炭化水素系溶媒を６００℃の温度まで加熱し、
そして廃棄物を加熱炭化水素系溶媒と１＝１１．４（重
量部）の比率で混合した。
不活性ガス状物質として煙道ガスを使用して、熱分解を
６００℃の温度において８．３Ｘ１０５ｎ／ｒｒｒｌの
圧力下で実施した。煙道ガスの消費速度は懸濁液１ｋｇ
当たり９０ｇ／時であった。
６００℃の温度において８．３Ｘ１０５ｎ／ｒｒｒｌの
圧力下で実施した。煙道ガスの消費速度は懸濁液１ｋｇ
当たり９０ｇ／時であった。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／Ｃｄ＞ １．００１７
５０℃の温度でのエングラ−４０，２ 粘度（０Ｅ） 灰 分（重量％） ０．０９含 量（
重量％） 機械的混和物 ０．１硫 黄
０．３引火点（密閉ルツボ
内、℃） １３９燃焼熱（ＫｃａｌｌＫｇ）
９８９４このように、得られた炉燃料油の性
質およびコストは、例１に記載のようにして得られた炉
燃料油の性質およびコストと同様であった。
５０℃の温度でのエングラ−４０，２ 粘度（０Ｅ） 灰 分（重量％） ０．０９含 量（
重量％） 機械的混和物 ０．１硫 黄
０．３引火点（密閉ルツボ
内、℃） １３９燃焼熱（ＫｃａｌｌＫｇ）
９８９４このように、得られた炉燃料油の性
質およびコストは、例１に記載のようにして得られた炉
燃料油の性質およびコストと同様であった。
例７
本発明の炉燃料油を実質上例１に記載のように調製した
が、原料はエチレン−プロピレンアクリルゴムをベース
とする廃棄物であり、そして炭化水素系溶媒は沸点４０
〜１２０℃を有する油留分であった。前記炭化水素系溶
媒は以下の特性を有していた。
が、原料はエチレン−プロピレンアクリルゴムをベース
とする廃棄物であり、そして炭化水素系溶媒は沸点４０
〜１２０℃を有する油留分であった。前記炭化水素系溶
媒は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃｍ） ０．６７１５
５０℃の温度でのエングラ−〇、１ 粘度（’Ｅ） 硫黄含量（重量％） ｏ、ｏｉ分子量
９２ 蒸留留分（’Ｃ） 沸騰開始 ４０ ５０％沸騰 ８９ 沸騰終了 １２０ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ９９．９単環式芳香族炭
化水素 ０．１前記炭化水素系溶媒を４３７℃
の温度まで加熱し、そして廃棄物を加熱炭化水素系溶媒
と１＝１１（重量部）の比率で混合した。
５０℃の温度でのエングラ−〇、１ 粘度（’Ｅ） 硫黄含量（重量％） ｏ、ｏｉ分子量
９２ 蒸留留分（’Ｃ） 沸騰開始 ４０ ５０％沸騰 ８９ 沸騰終了 １２０ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ９９．９単環式芳香族炭
化水素 ０．１前記炭化水素系溶媒を４３７℃
の温度まで加熱し、そして廃棄物を加熱炭化水素系溶媒
と１＝１１（重量部）の比率で混合した。
炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１．４１）７時の
速度で反応混合物中に循環させながら、熱分解を４３７
℃の温度において２５Ｘ１０５ｎ／ゴの圧力下で３００
秒間実施した。
速度で反応混合物中に循環させながら、熱分解を４３７
℃の温度において２５Ｘ１０５ｎ／ゴの圧力下で３００
秒間実施した。
不活性ガス状物質としてメタンを使用して、蒸留プロセ
スを３２５℃の温度において７．２×１０３ｎ／ｒｒｒ
の圧力下で実施した。メタンの消費速度は懸濁液１ｋｇ
当たり２．４１１７時であった。
スを３２５℃の温度において７．２×１０３ｎ／ｒｒｒ
の圧力下で実施した。メタンの消費速度は懸濁液１ｋｇ
当たり２．４１１７時であった。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度ＣｇＩＣｄ） ０．９５８３
５０℃の温度でのエングラ−１２，７ 粘度（＠Ｅ） 灰分（重量％） ０．０１ 含 量（重量％） 機械的混和物 ０．０２硫 黄
１．２引火点（密閉ルツ
ボ内、℃）９３ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） １０Ｂ２５
このように、得られた炉燃料油の性質およびコストは、
例１に記載のようにして得られた炉燃料油の性質および
コストと同様であった。
５０℃の温度でのエングラ−１２，７ 粘度（＠Ｅ） 灰分（重量％） ０．０１ 含 量（重量％） 機械的混和物 ０．０２硫 黄
１．２引火点（密閉ルツ
ボ内、℃）９３ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） １０Ｂ２５
このように、得られた炉燃料油の性質およびコストは、
例１に記載のようにして得られた炉燃料油の性質および
コストと同様であった。
例８
本発明の炉燃料油を実質上例１に記載のように調製した
。しかし、炭化水素系溶媒は以下の特性を有する本発明
の炉燃料油であった。
。しかし、炭化水素系溶媒は以下の特性を有する本発明
の炉燃料油であった。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／Ｃｔｊ） ０．９７３
８１．５７２９ 屈折率（ｎ。
８１．５７２９ 屈折率（ｎ。
５０℃の温度でのエングラ−８，４
粘度（’Ｅ）
硫黄歯ｆｌ（重量％） １．２５分子量
３４２ 蒸留留分（’Ｃ） 沸騰開始 ２９３ ５０％沸騰 ３７８ 沸騰終了 ５２９ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ４１．３単環式芳香族炭
化水素 １２．に環式芳香族炭化水素 １
３．４ 多環式芳香族炭化水素 ３０．５樹 脂
２．７前記炭化水素系溶媒を４
３０℃の温度まで加熱し、そして廃棄物を加熱炭化水素
系溶媒と１＝１１．３（重量部）の比率で混合した。
３４２ 蒸留留分（’Ｃ） 沸騰開始 ２９３ ５０％沸騰 ３７８ 沸騰終了 ５２９ 化学組成（重量％） メタノナフテン族炭化水素 ４１．３単環式芳香族炭
化水素 １２．に環式芳香族炭化水素 １
３．４ 多環式芳香族炭化水素 ３０．５樹 脂
２．７前記炭化水素系溶媒を４
３０℃の温度まで加熱し、そして廃棄物を加熱炭化水素
系溶媒と１＝１１．３（重量部）の比率で混合した。
炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１．２ρ／時の速
度で反応混合物中に激しく循環させながら、熱分解を４
３０℃の温度において７×１０５ｎ／ゴの圧力下で２６
２秒間実施した。
度で反応混合物中に激しく循環させながら、熱分解を４
３０℃の温度において７×１０５ｎ／ゴの圧力下で２６
２秒間実施した。
不活性ガス状物質としてプロパンを使用して、蒸留を２
８４℃の温度において１０ｎ／ｎｆの圧力下で実施した
。プロパンの消費速度は懸濁液Ｌｋｇ当たり０．ＯＮ！
／時であった。
８４℃の温度において１０ｎ／ｎｆの圧力下で実施した
。プロパンの消費速度は懸濁液Ｌｋｇ当たり０．ＯＮ！
／時であった。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／ｄ） ０．９９６２５
０℃の温度でのエングラ−２７，１ 粘度（０Ｅ） 灰分（重量％） ０．０３ 含 量（重量％） 機械的混和物 ０．０４硫 黄
１．８引火点（密閉ルツ
ボ内、℃）９５ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） １０２９Ｂ
このように、得られた炉燃料油の性質およびコストは、
例１に記載のようにして得られた炉燃料油の性質および
コストと同様であった。
０℃の温度でのエングラ−２７，１ 粘度（０Ｅ） 灰分（重量％） ０．０３ 含 量（重量％） 機械的混和物 ０．０４硫 黄
１．８引火点（密閉ルツ
ボ内、℃）９５ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） １０２９Ｂ
このように、得られた炉燃料油の性質およびコストは、
例１に記載のようにして得られた炉燃料油の性質および
コストと同様であった。
例９
本発明の炉燃料油を実質上例１に記載のように調製した
が、原料はイソプレンブタジェン−スチレンゴムをベー
スとする廃棄物であった。
が、原料はイソプレンブタジェン−スチレンゴムをベー
スとする廃棄物であった。
炭化水素系溶媒を３７２℃の温度まで加熱し、そして廃
棄物を加熱溶媒と１＝１（重量部）の比率で混合した。
棄物を加熱溶媒と１＝１（重量部）の比率で混合した。
炭化水素系溶媒をＩＮ／時の速度で反応混合物中に激し
く循環させながら、熱分解を３７２℃の温度において８
Ｘ１０ｎ／ｍ２の圧力下で９５秒間実施した。不活性ガ
ス状物質として窒素を使用して、蒸留プロセスを４１０
℃の温度において５Ｘ１０４ｎ／ｍ２の圧力下で実施し
た。
く循環させながら、熱分解を３７２℃の温度において８
Ｘ１０ｎ／ｍ２の圧力下で９５秒間実施した。不活性ガ
ス状物質として窒素を使用して、蒸留プロセスを４１０
℃の温度において５Ｘ１０４ｎ／ｍ２の圧力下で実施し
た。
窒素の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たり１６ｇ／時であっ
た。
た。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／Ｃｄ） ０．９７４５
５０℃の温度でのエングラ−８，９ 粘度（°Ｅ） 灰分（重量％’） ０．０５機械的混和物の
含ｆｆ１（重量％） ０．０５引火点（密閉ルツボ
内、’Ｃ） １４５燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ）
９９４２このように、得られた炉燃料油の
性質およびコストは、例１に記載のようにして得られた
炉燃料油の性質およびコストと同様であった。
５０℃の温度でのエングラ−８，９ 粘度（°Ｅ） 灰分（重量％’） ０．０５機械的混和物の
含ｆｆ１（重量％） ０．０５引火点（密閉ルツボ
内、’Ｃ） １４５燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ）
９９４２このように、得られた炉燃料油の
性質およびコストは、例１に記載のようにして得られた
炉燃料油の性質およびコストと同様であった。
例１０
同一の原料および同一の炭化水素系溶媒を使用して、本
発明の炉燃料油を実質上例９に記載のように調製した。
発明の炉燃料油を実質上例９に記載のように調製した。
しかし、炭化水素系溶媒を１５０℃の温度まで予熱した
。廃棄物を加熱溶媒と１：５．９（重量部）の比率で混
合した。炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり３０ρ／
時の速度で反応混合物中に激しく循環させながら、熱分
解を１５０℃の温度において５Ｘ１０２ｎ／ｒｒｒの圧
力下で３００秒間実施した。不活性ガス状物質として窒
素を使用して、蒸留プロセスを２５０℃の温度において
１ｘ１０２ｎ／ｍ２の圧力下で実施した。
。廃棄物を加熱溶媒と１：５．９（重量部）の比率で混
合した。炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり３０ρ／
時の速度で反応混合物中に激しく循環させながら、熱分
解を１５０℃の温度において５Ｘ１０２ｎ／ｒｒｒの圧
力下で３００秒間実施した。不活性ガス状物質として窒
素を使用して、蒸留プロセスを２５０℃の温度において
１ｘ１０２ｎ／ｍ２の圧力下で実施した。
窒素の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たり０．０９Ｎ／時で
あった。
あった。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／Ｃｄ＞ ０．９７４１
５０℃の温度でのエングラ−９，３７ 粘度じＥ） 灰分（重量％） ０．０８ 機械的混和物の含量（重量％） ０．０５引火点（
密閉ルツボ内、’Ｃ） １６１燃焼熱（Ｋｃａｌ／
Ｋｇ） ９９１３このように、得られた
炉燃料油の性質およびコストは、例１に記載のようにし
て得られた炉燃料油の性質およびコストと同様であった
。
５０℃の温度でのエングラ−９，３７ 粘度じＥ） 灰分（重量％） ０．０８ 機械的混和物の含量（重量％） ０．０５引火点（
密閉ルツボ内、’Ｃ） １６１燃焼熱（Ｋｃａｌ／
Ｋｇ） ９９１３このように、得られた
炉燃料油の性質およびコストは、例１に記載のようにし
て得られた炉燃料油の性質およびコストと同様であった
。
例１１（比較例）
同一の原料および同一の炭化水素系溶媒を使用して、炉
燃料油を実質上例１に記載のように調製した。しかし、
炭化水素系溶媒を本発明の上限よりも高い６１０℃の温
度まで予熱した。
燃料油を実質上例１に記載のように調製した。しかし、
炭化水素系溶媒を本発明の上限よりも高い６１０℃の温
度まで予熱した。
廃棄物を加熱溶媒と１：１１．２（重量部）の比率で混
合した。熱分解を本発明の上限よりも高１、’６１０℃
の温度において本発明の上限よりも高い２６Ｘ１０５ｎ
／ｍ２の圧力下で１２９秒間実施した。この場合、炭化
水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１．５Ｄ／時の速度で
反応混合物中に激しく循環させた。
合した。熱分解を本発明の上限よりも高１、’６１０℃
の温度において本発明の上限よりも高い２６Ｘ１０５ｎ
／ｍ２の圧力下で１２９秒間実施した。この場合、炭化
水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１．５Ｄ／時の速度で
反応混合物中に激しく循環させた。
不活性ガス状物質として窒素を使用して、蒸留プロセス
を実施した。窒素の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たり９５
ｐ／時であり、これは本発明の上限よりも高い。蒸留プ
ロセスを本発明の上限を超える５７０℃の温度において
７．２Ｘ１０４ｎ／ｍ２の圧力下で実施した。
を実施した。窒素の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たり９５
ｐ／時であり、これは本発明の上限よりも高い。蒸留プ
ロセスを本発明の上限を超える５７０℃の温度において
７．２Ｘ１０４ｎ／ｍ２の圧力下で実施した。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃｍ） ０．９５０５
５０℃の温度でのエングラ−１８，３ 粘度（０Ｅ） 灰分（重量％）０．２ 含 量（重量％） 機械的混和物 １．２硫 黄
０，７引火点（密閉ルツボ
内、℃）８３ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８７５こ
のように、熱分解および蒸留に高温を使用すると、反応
混合物の部分コークス化が生じ、製造すべき炉燃料油の
品質に悪影響を及ぼす。
５０℃の温度でのエングラ−１８，３ 粘度（０Ｅ） 灰分（重量％）０．２ 含 量（重量％） 機械的混和物 １．２硫 黄
０，７引火点（密閉ルツボ
内、℃）８３ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８７５こ
のように、熱分解および蒸留に高温を使用すると、反応
混合物の部分コークス化が生じ、製造すべき炉燃料油の
品質に悪影響を及ぼす。
例１２（比較例）
同一の原料および同一の炭化水素系溶媒を使用して、炉
燃料油を実質上例４に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を４４６℃の温度まで予め加熱した。
燃料油を実質上例４に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を４４６℃の温度まで予め加熱した。
廃棄物を加熱炭化水素系溶媒と１：１１．５（重量部）
の比率で混合した。炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当た
り２．１１）／時の速度で反応混合物中に激しく循環さ
せながら、熱分解を４４６℃の温度において８．６Ｘ１
０５ｎ／ｍ２の圧力下で本発明の上限を超える３２０秒
間実施した。不活性ガス状物質として水蒸気を使用して
、蒸留プロセスを実施した。水蒸気の消費速度は懸濁液
１ｋｇ当たり０．００５９／時であり、これは本発明の
下限よりも低い。蒸留プロセスを３９５℃の温度におい
て本発明の下限よりも低い５ｎ／ｎｆの圧力下で実施し
た。
の比率で混合した。炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当た
り２．１１）／時の速度で反応混合物中に激しく循環さ
せながら、熱分解を４４６℃の温度において８．６Ｘ１
０５ｎ／ｍ２の圧力下で本発明の上限を超える３２０秒
間実施した。不活性ガス状物質として水蒸気を使用して
、蒸留プロセスを実施した。水蒸気の消費速度は懸濁液
１ｋｇ当たり０．００５９／時であり、これは本発明の
下限よりも低い。蒸留プロセスを３９５℃の温度におい
て本発明の下限よりも低い５ｎ／ｎｆの圧力下で実施し
た。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度Ｃｇ／Ｃｄ） １．０９４５
５０℃の温度でのエングラ−３８，６ 粘度（０Ｅ） 灰分（重量％）０．１ 含 量（重量％） 機械的混和物 ０．８硫 黄
１．９引火点（密閉ルツボ
内、’Ｃ） １９８燃焼熱（Ｋｃａｌ）Ｋｇ）
９８０２炉燃料油の前記特性かられかるよ
うに、その品質は非常に悪化する。更に、蒸留プロセス
において前記の値の圧力を維持するのはむしろ困難であ
る。
５０℃の温度でのエングラ−３８，６ 粘度（０Ｅ） 灰分（重量％）０．１ 含 量（重量％） 機械的混和物 ０．８硫 黄
１．９引火点（密閉ルツボ
内、’Ｃ） １９８燃焼熱（Ｋｃａｌ）Ｋｇ）
９８０２炉燃料油の前記特性かられかるよ
うに、その品質は非常に悪化する。更に、蒸留プロセス
において前記の値の圧力を維持するのはむしろ困難であ
る。
例１３（比較例）
同一の原料および同一の炭化水素系溶媒を使用して、炉
燃料油を実質上例４に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を４３５℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を加
熱溶媒１：１１（重量部）の比率で混合した。炭化水素
系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１．ＥＨ１／時の速度で反
応混合物中に激しく循環させながら、熱分解を４３５℃
の温度において９．７Ｘ１０５ｎ／ｍ２の圧力下で本発
明の下限よりも短い時間である０１５秒間実施した。不
活性ガス状物質として水蒸気を使用して、蒸留プロセス
を実施した。水蒸気の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たり１
．”Ｈ／時であった。蒸留プロセスを３０８℃の温度に
おいて２．５Ｘ１０３ｎ／ゴの圧力下で実施した。
燃料油を実質上例４に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を４３５℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を加
熱溶媒１：１１（重量部）の比率で混合した。炭化水素
系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１．ＥＨ１／時の速度で反
応混合物中に激しく循環させながら、熱分解を４３５℃
の温度において９．７Ｘ１０５ｎ／ｍ２の圧力下で本発
明の下限よりも短い時間である０１５秒間実施した。不
活性ガス状物質として水蒸気を使用して、蒸留プロセス
を実施した。水蒸気の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たり１
．”Ｈ／時であった。蒸留プロセスを３０８℃の温度に
おいて２．５Ｘ１０３ｎ／ゴの圧力下で実施した。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃｒｄ） ０．９８１
３５０℃の温度でのエングラ−１５，９ 粘度（’ Ｅ） 灰分（重量％）３，９ 含 量（重量％） 機械的混和物 ２．７硫 黄
２，１引火点（密閉ルツボ
内、℃）７９ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８９７こ
のように、熱分解時間が不十分であるため、炉燃料油内
の機械的混和物の含量は余りに高がった。また、灰分ち
余りに高く、最終生成物の品質をかなり悪化させる。
３５０℃の温度でのエングラ−１５，９ 粘度（’ Ｅ） 灰分（重量％）３，９ 含 量（重量％） 機械的混和物 ２．７硫 黄
２，１引火点（密閉ルツボ
内、℃）７９ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８９７こ
のように、熱分解時間が不十分であるため、炉燃料油内
の機械的混和物の含量は余りに高がった。また、灰分ち
余りに高く、最終生成物の品質をかなり悪化させる。
例１４（比較例）
同一の原料および同一の炭化水素系溶媒を使用して、炉
燃料油を実質上例２に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を２７２℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を加
熱溶媒と本発明の下限よりも低い１：０．５（重量部）
の比率で混合した。
燃料油を実質上例２に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を２７２℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を加
熱溶媒と本発明の下限よりも低い１：０．５（重量部）
の比率で混合した。
炭化水素系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり１２ｇ／時の速度
で反応混合物中に激しく循環させながら、熱分解を２７
２℃の温度において９Ｘ１０４ｎ１０ｆの圧力下で１９
７秒間実施した。不活性ガス状物質として窒素を使用し
て、蒸留プロセスを実施した。窒素の消費速度は懸濁液
１）ｃｇ当たり１．９ｇ／時であった。蒸留プロセスを
３５９℃の温度において１．４Ｘ１０３ｎ／ｒｒｒの圧
力下で実施した。
で反応混合物中に激しく循環させながら、熱分解を２７
２℃の温度において９Ｘ１０４ｎ１０ｆの圧力下で１９
７秒間実施した。不活性ガス状物質として窒素を使用し
て、蒸留プロセスを実施した。窒素の消費速度は懸濁液
１）ｃｇ当たり１．９ｇ／時であった。蒸留プロセスを
３５９℃の温度において１．４Ｘ１０３ｎ／ｒｒｒの圧
力下で実施した。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（、ｇ／Ｃｄ） ０．９８４
５５０℃の温度でのエングラ−１６，８ 粘度じＥ） 灰 分（重量％）４，３ 機械的混和物の含量（重量％）３．１ 引火点（密閉ルツボ内、℃）７Ｂ 燃焼熱（Ｋｃａｌ ／Ｋｇ） ９９０５
前記の廃棄物と炭化水素系溶媒との間の比率を使用する
と、得られる炉燃料油内の機械的混和物の含量並びに灰
分はかなり増大し、最終生成物の品質を悪化させる。
５５０℃の温度でのエングラ−１６，８ 粘度じＥ） 灰 分（重量％）４，３ 機械的混和物の含量（重量％）３．１ 引火点（密閉ルツボ内、℃）７Ｂ 燃焼熱（Ｋｃａｌ ／Ｋｇ） ９９０５
前記の廃棄物と炭化水素系溶媒との間の比率を使用する
と、得られる炉燃料油内の機械的混和物の含量並びに灰
分はかなり増大し、最終生成物の品質を悪化させる。
更に、製造法を実施する際に困難が生じる。即ち、温度
、圧力および循環パラメーターを維持するのが困難であ
る。また、労力が非常にかさむ。
、圧力および循環パラメーターを維持するのが困難であ
る。また、労力が非常にかさむ。
例１５（比較例）
同一の原料および同一の炭化水素系溶媒を使用して、炉
燃料油を実質上例２に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を２６４℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を加
熱溶媒と１：１０１（重量部）の比率（この比率は本発
明の上限を超える）で混合した。炭化水素系溶媒を廃棄
物１ ｋｇ当たり９１７時の速度で反応混合物中に激し
く循環させながら、熱分解を２６４℃の温度において７
Ｘ１０４ｎ／ｍ２の圧力下で２０４秒間実施した。不活
性ガス状物質として窒素を使用して、蒸留プロセスを実
施した。窒素の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たりＯ，ＯＯ
Ｉｇ／時であった（これは本発明の下限よりも低い）。
燃料油を実質上例２に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を２６４℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を加
熱溶媒と１：１０１（重量部）の比率（この比率は本発
明の上限を超える）で混合した。炭化水素系溶媒を廃棄
物１ ｋｇ当たり９１７時の速度で反応混合物中に激し
く循環させながら、熱分解を２６４℃の温度において７
Ｘ１０４ｎ／ｍ２の圧力下で２０４秒間実施した。不活
性ガス状物質として窒素を使用して、蒸留プロセスを実
施した。窒素の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たりＯ，ＯＯ
Ｉｇ／時であった（これは本発明の下限よりも低い）。
蒸留プロセスを２００℃の温度において５Ｘ１０４ｎ／
ｍ２の圧力下で実施した。
ｍ２の圧力下で実施した。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃ！１１） ０．９０
１３５０℃の温度でのエングラ−５，４ 粘度（０Ｅ） 灰 分（重量％）０．１ 機械的混和物の含ｆｆ１（重量％）０．２引火点（密閉
ルツボ内、℃）２６ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８６８前
記製造条件の場合、炉燃料油は生成物の品質を低下させ
る低い引火点を有する。更に、反応混合物内の多量の炭
化水素系溶媒が高い加熱費用を要するので、製造法を前
記条件下で実施するのは経済的に適当ではない。また、
原料の低い消費のため、この場合の生産性は非常に低い
。
１３５０℃の温度でのエングラ−５，４ 粘度（０Ｅ） 灰 分（重量％）０．１ 機械的混和物の含ｆｆ１（重量％）０．２引火点（密閉
ルツボ内、℃）２６ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８６８前
記製造条件の場合、炉燃料油は生成物の品質を低下させ
る低い引火点を有する。更に、反応混合物内の多量の炭
化水素系溶媒が高い加熱費用を要するので、製造法を前
記条件下で実施するのは経済的に適当ではない。また、
原料の低い消費のため、この場合の生産性は非常に低い
。
例１６（比較例）
同一の原料および本発明の下限よりも低い１４０℃の温
度を予め加熱された同一の炭化水素系溶媒を使用して、
炉燃料油を実質上例２に記載のように調製した。廃棄物
を加熱溶媒と１＝４．３（重量部）の比率で混合した。
度を予め加熱された同一の炭化水素系溶媒を使用して、
炉燃料油を実質上例２に記載のように調製した。廃棄物
を加熱溶媒と１＝４．３（重量部）の比率で混合した。
熱分解を本発明の下限よりも低い１４０℃の温度におい
て４Ｘ１０２ｎ／ｒｒｒの圧力下で０．５秒間（本発明
の下限より短い時間）実施した。この場合、炭化水素系
溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり８４１１／時の速度で反応混
合物件に激しく循環させた。蒸留プロセスを３６１℃の
温度において１．５Ｘ１０３ｎ／ゴの圧力下で実施した
。
て４Ｘ１０２ｎ／ｒｒｒの圧力下で０．５秒間（本発明
の下限より短い時間）実施した。この場合、炭化水素系
溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり８４１１／時の速度で反応混
合物件に激しく循環させた。蒸留プロセスを３６１℃の
温度において１．５Ｘ１０３ｎ／ゴの圧力下で実施した
。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度テノ密度（ｇ／ｃＩＩＩ） ０．９９
０１５０℃の温度でのエングラ−１９，７ 粘度じＥ） 灰分（重量％）４．１ 機械的混和物の含量（重量％）３，９ 引火点（密閉ルツボ内、℃）７８ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９９１２前
記製造条件の場合、炉燃料油は比較的多量の機械的混和
物および灰分を含有し、これらはその品質を悪化させる
。
０１５０℃の温度でのエングラ−１９，７ 粘度じＥ） 灰分（重量％）４．１ 機械的混和物の含量（重量％）３，９ 引火点（密閉ルツボ内、℃）７８ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９９１２前
記製造条件の場合、炉燃料油は比較的多量の機械的混和
物および灰分を含有し、これらはその品質を悪化させる
。
更に、原料は熱分解時に溶解すべき時間を有しておらず
、繰り返しの熱分解を行うべきである。
、繰り返しの熱分解を行うべきである。
これらは生産性をかなり低下させ、そしてエネルギーの
消費を増大させる。
消費を増大させる。
例１７（比較例）
同一の原料および同一の炭化水素系溶媒を使用して、炉
燃料油を実質上例２に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を４４５℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を炭
化水素系溶媒と１＝４．７（重量部）の比率で混合した
。熱破壊を４４５℃の温度において１３Ｘ１０５ｎ／ｎ
ｆの圧力下で１２５秒間実施した。この場合、炭化水素
系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり３５ｇ／時の速度（本発明
の上限を超える速度）で反応混合物件に激しく循環させ
た。不活性ガス状物質として煙道ガスを使用して、蒸留
プロセスを実施した。煙道ガスの消費速度は懸濁液１ｋ
ｇ当たり２１Ω／時であった。蒸留プロセスを４７０℃
の温度において本発明の上限を超える２Ｘ１０５ｎ／ｒ
＋ｆの圧力下で実施した。
燃料油を実質上例２に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を４４５℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を炭
化水素系溶媒と１＝４．７（重量部）の比率で混合した
。熱破壊を４４５℃の温度において１３Ｘ１０５ｎ／ｎ
ｆの圧力下で１２５秒間実施した。この場合、炭化水素
系溶媒を廃棄物１ｋｇ当たり３５ｇ／時の速度（本発明
の上限を超える速度）で反応混合物件に激しく循環させ
た。不活性ガス状物質として煙道ガスを使用して、蒸留
プロセスを実施した。煙道ガスの消費速度は懸濁液１ｋ
ｇ当たり２１Ω／時であった。蒸留プロセスを４７０℃
の温度において本発明の上限を超える２Ｘ１０５ｎ／ｒ
＋ｆの圧力下で実施した。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃｒｉ１） ０．９７
１２５０℃の温度でのエングラ−ｌ０８３ 粘度（°Ｅ） 灰分（重量％）３．１ 機械的混和物の含量（重量％）２．７ 引火点（密閉ルツボ内、℃）２４ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８１４前
記製造条件の場合、炉燃料油は低い引火点、多量の機械
的混和物および灰分を有し、これらはその品質を悪化さ
せる。
１２５０℃の温度でのエングラ−ｌ０８３ 粘度（°Ｅ） 灰分（重量％）３．１ 機械的混和物の含量（重量％）２．７ 引火点（密閉ルツボ内、℃）２４ 燃焼熱（Ｋｃａｌ／Ｋｇ） ９８１４前
記製造条件の場合、炉燃料油は低い引火点、多量の機械
的混和物および灰分を有し、これらはその品質を悪化さ
せる。
更に、炭化水素系溶媒の過度の循環は高いエネルギー消
費を必要とする。
費を必要とする。
例１８（比較例）
同一の原料および同一の炭化水素系溶媒を使用して、炉
燃料油を実質上例２に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を２９３℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を加
熱溶媒と１：５．５（重量部）の比率で混合した。熱破
壊を２９３℃の温度において４Ｘ１０４ｎ／ｒｒｒの圧
力下で１８４秒間実施した。この場合、炭化水素系溶媒
を廃棄物１欣当たり０．５ｆｌ／時の速度（本発明の下
限よりも遅い速度）で反応混合物件に循環させた。不活
性ガス状物質として窒素を使用して、蒸留プロセスを３
００℃の温度において５Ｘ１０４ｎ／ｍ２の圧力下で実
施した。窒素の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たり１５ｇ／
時であった。
燃料油を実質上例２に記載のように調製した。炭化水素
系溶媒を２９３℃の温度まで予め加熱した。廃棄物を加
熱溶媒と１：５．５（重量部）の比率で混合した。熱破
壊を２９３℃の温度において４Ｘ１０４ｎ／ｒｒｒの圧
力下で１８４秒間実施した。この場合、炭化水素系溶媒
を廃棄物１欣当たり０．５ｆｌ／時の速度（本発明の下
限よりも遅い速度）で反応混合物件に循環させた。不活
性ガス状物質として窒素を使用して、蒸留プロセスを３
００℃の温度において５Ｘ１０４ｎ／ｍ２の圧力下で実
施した。窒素の消費速度は懸濁液１ｋｇ当たり１５ｇ／
時であった。
得られた炉燃料油は以下の特性を有していた。
２０℃の温度での密度（ｇ／ｃＩｊ） ０．８７９
４５０℃の温度でのエングラ−１０，１３粘度（” Ｅ
） 灰 分（重量％）４．３ 機械的混和物の含量（重量％）■、３ 引火点（密閉ルツボ内、”Ｃ） １８３燃焼熱（Ｋ
ｃａｌ／Ｋｇ） ９９６３前記製造条件
の場合、炉燃料油は多量の機械的混和物および多量の灰
を有し、これらはその品質を悪化させる。
４５０℃の温度でのエングラ−１０，１３粘度（” Ｅ
） 灰 分（重量％）４．３ 機械的混和物の含量（重量％）■、３ 引火点（密閉ルツボ内、”Ｃ） １８３燃焼熱（Ｋ
ｃａｌ／Ｋｇ） ９９６３前記製造条件
の場合、炉燃料油は多量の機械的混和物および多量の灰
を有し、これらはその品質を悪化させる。
更に、原料の熱分解時における炭化水素系溶媒の前記循
環速度においては、無駄な空間が生じてしまい、このこ
とは前記原料のコークス化を生じさせる。
環速度においては、無駄な空間が生じてしまい、このこ
とは前記原料のコークス化を生じさせる。
本発明の特定の具体例を示し、かつ記載したが、各種の
修正は当業者には明らかであり、それ数本発明は開示さ
れた具体例には限定されず、本発明の精神および範囲か
ら逸脱しない限り種々の変形を施すことができる。
修正は当業者には明らかであり、それ数本発明は開示さ
れた具体例には限定されず、本発明の精神および範囲か
ら逸脱しない限り種々の変形を施すことができる。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、重合物質からの原料を加熱下に炭化水素系溶媒の媒
体中において熱分解し、次いで最終生成物を分離して炉
燃料油を製造するにあたり、炭化水素系溶媒を予熱し、
次いで加硫ゴムおよび未加硫ゴムからの廃棄物を強撹拌
下に溶媒に添加し、前記炭化水素系溶媒を反応混合物中
に連続的に循環させながら廃棄物の熱破壊を５×１０＾
２〜２５×１０＾５ｎ／ｍ＾２の圧力下で達成し、そし
て２００〜５６０℃の温度において１０〜２×１０＾５
ｎ／ｍ＾２の圧力下で不活性ガス状物質の存在下におい
て蒸留することによって最終生成物を得られた懸濁液か
ら分離することを特徴とする炉燃料油の製造法。 ２、炭化水素系溶媒を１５０〜６００℃の温度まで加熱
することを特徴とする特許請求の範囲第１項に記載の方
法。 ３、加硫ゴムおよび未加硫ゴムの熱分解を１〜３００秒
で達成することを特徴とする特許請求の範囲第１項に記
載の方法。 ４、加硫ゴムおよび未加硫ゴムからの廃棄物を前記炭化
水素系溶媒に１：１から１：１００の重量部の比率で添
加することを特徴とする特許請求の範囲第１項に記載の
方法。 ５、熱分解時の炭化水素系溶媒を加硫ゴムおよび未加硫
ゴムからの廃棄物１ｋｇ当たり１〜３０ｌ／時の速度で
反応混合物中に連続的に循環させることを特徴とする特
許請求の範囲第１項に記載の方法。 ６、不活性ガス状物質として窒素、水蒸気、煙道ガス、
メタン、エタン、プロパン、炭化水素Ｃ＿３〜Ｃ＿６留
分またはそれらの混合物を使用することを特徴とする特
許請求の範囲第１項に記載の方法。 ７、蒸留時に不活性ガス状物質を懸濁液１ｋｇ当たり０
．０１〜９０ｌ／時の速度で連続的に供給することを特
徴とする特許請求の範囲第１項または第６項に記載の方
法。 ８、炉燃料油の製造時に蒸留プロセスを ２５０〜５６０℃の温度において１０〜１×１０＾５ｎ
／ｍ＾２の圧力下で実施することを特徴とする特許請求
の範囲第１項に記載の方法。 ９、廃棄物の熱分解時において前記炭化水素系溶媒が油
留分、コークス化学留分、および前記蒸留の結果として
得られ樹脂および芳香族炭化水素０．１〜１００重量％
含有の炉燃料油であることを特徴とする特許請求の範囲
第８項に記載の方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23546290A JPH03115389A (ja) | 1990-09-05 | 1990-09-05 | 炉燃料油の製造法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23546290A JPH03115389A (ja) | 1990-09-05 | 1990-09-05 | 炉燃料油の製造法 |
Related Parent Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP56143135A Division JPS5847033A (ja) | 1981-09-10 | 1981-09-10 | ゴム混合物用軟化剤の製造法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH03115389A true JPH03115389A (ja) | 1991-05-16 |
Family
ID=16986455
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP23546290A Pending JPH03115389A (ja) | 1990-09-05 | 1990-09-05 | 炉燃料油の製造法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH03115389A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2006098168A (ja) * | 2004-09-29 | 2006-04-13 | Denso Corp | 角速度センサ装置 |
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1990
- 1990-09-05 JP JP23546290A patent/JPH03115389A/ja active Pending
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