JPH0314527A - １，２―ジクロルエタンの熱分解方法 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野コ 本発明は、１．２−ジクロルエタン（以下、ＥＤＣと省
略する）の熱分解方法に関する。より詳しくは、ＥＤＣ
を熱分解して、塩化ビニルモノマー（以下、ＶＣＭと省
略する）および塩化水素を製造するに際し、ＥＤＣの熱
分解率を迅速かつ連続的に算出し、この値を用いて安定
的にＥＤＣの熱分解を制御する方法に関する。

［従来の技術コ 従来、ＶＣＭの製造法として、精製した波状のＥＤＣを
蒸発器で蒸発させ、この蒸気を熱分解炉に導いて４７０
〜５３０℃の温度でＥＤＣを熱分解する方法が知られて
いる。このプロセスのフローシ一トを第２図に示す。

熱分解炉（２０６−２）の熱分解反応管（２０６−１）
から流出する高温の分解ガスには、分解で得られたＶＣ
Ｍおよび塩化水素ならびに未分解のＥＤＣが含まれるが
、通常は急冷塔（２０７）で分解ガスが有する多量の熱
を除去した後、塩酸塔（２１０）で塩化水素を、塩ビ塔
（２＋１）でＶＣＭおよび未分解ＥＤＣを分離、回収す
る。

急冷塔における除熱は、急冷塔の出口に設けた凝縮器（
２０Ｂ）で冷却水により糸外へ熱を排出する方法による
が、分解ガス中の比較的凝縮し易い主としてＥＤＣおよ
びＶＣＭの一郎はこの除熱の際に液状となる。この液の
一郎を還流液としてタンク（２０９）から急冷塔へ戻し
、その残部は凝縮しない塩化水素およびＶＣＭと共に後
工程の塩酸塔へ送る。一般に、熱分解炉へ導入したＥＤ
Ｃの熱分解率は、最終的に塩ビ塔から得られるＶＣＭの
品質および熱分解反応管内に生成する強固なコークス量
等との関連で決定する。

工業的にＶＣＭ生産量の増大および熱分解に要するエネ
ルギー効率の向上を図るために高い熱分解率で操業する
試みがなされるが、熱分解率を高めることにより、ＶＣ
Ｍを重合する際に問題となるブタノエンやメチルクロラ
イドなどの分解副反応によるＶＣＭ中の不純物の生成量
が増加し、得られるＶＣＭの品質が低下するという問題
が生じる。更に、熱分解反応管内でのコークスの生成が
促進されて圧力損失が次第に増大し、熱分解炉の運転を
比較的短い期間で停止してコークス除去を行う必要が生
じ、そのため直接的、間接的な製造費用の増加と熱分解
炉の安定運転期間の短縮を余儀なくされることとなる。

熱分解率を可能な限り高く保持することが望ましいにも
拘わらず、このような問題点があること、また熱分解率
は通常比較的大幅に変動し易いことも考慮して、実際の
運転では５０〜６０％の熱分解率、最も一般的には５３
〜５６％の熱分解率が採用されている。

ＥＤＣの熱分解率は、通常、熱分解炉における熱分解反
応温度によって制御されるが、熱分解炉に供給するＥＤ
Ｃの純度、即ち、含有する不純物によって影響を受ける
ことが知られている。例えば、四塩化炭素はＥＤＣの熱
分解反応を促進する作用を有し、熱分解反応温度が一定
の場合、四塩化炭素含量が増えるに従い熱分解率は高く
なる。

一方、クロロブレン、含酸素塩素化炭化水素などは逆の
作用を有して熱分解反応を抑制するので、これら不純物
の含量の増加により熱分解率は低下する。

熱分解炉に供給するＥＤＣは、予め前処理工程で精製す
るが、その純度は通常９９〜９９．７％であり、不純物
の濃度も変動する。熱分解反応温度により熱分解率を制
御するが、実際には熱分解反応温度のほかに上述のよう
な条件も加わり熱分解率の所定値に対して２〜３％程度
変動ずるので所望する高い熱分解率で常時安定的に運転
することは難しいのが実状である。

熱分解率は、一般に熱分解炉に供給したＥＤＣ量に対す
る塩ビ塔から最終的に回収されたＶＣＭ量によって算出
される。従って、双方の計量値の間には工程の位置の違
いによる時間差、いわゆる時間遅れが２〜３時間存在し
、熱分解炉へ供給するＥＤＣの品質と分解炉の運転条件
との関係を迅速に把握することができないので、安定し
た勢分解率を保持するのは困難である。

このような問題点を解決する方法の１つに、鮎分解炉へ
供給するＥＤＣの純度すなわち不純物の組成及び量をで
きるだけ一定にする方法ら提案されているが、前工程に
おける運転操作が煩雑で、またエネルギーコストも増大
することになるので実用的でない。

一方、熱分解率の算出方法にとして、熱分解炉を出る分
解ガスを分析測定する時間遅れの生じない方法なども知
られているが、分解ガスが高温であり、また多量の塩化
水素を含む点などから連続的なサンプリングおよび分析
が困難であるので実際的でない。

［発明が解決しようとする課題］ 上述のような熱分解率を高めることによりＶＣＭ中の不
純物の増加および熱分解反応管内のコーキング促進など
を避けなければならないという制約下ならびに熱分解炉
へ供給したＥＤＣの品質および熱分解炉の運転条件によ
り熱分解率が容易に変動するという条件下に可能な限り
高い熱分解率で安定してＥＤＣを熱分解するために、熱
分解率を迅速かつ精度良く算出し、その結果をフィード
バックすることによって熱分解温度を制御する方法を見
出すことが強く望まれた。

［課題を解決するための手段］ 本発明者らは、上述のような従来技術の問題点を解決す
るため鋭意検討を行った結果、後工程の塩ビ塔から回収
されるＶＣＭ量を用いることなく、熱分解炉直後の急冷
塔の塔頂部の圧力および温度の実測値ならびに塔頂部に
戻す還流肢の温度または流量の実測値から、容易にかつ
精度良く熱分解率を算出できることを見出し、その結果
、安定した高い熱分解率でＥＤＣを熱分解できることを
見出した。

即ち、本発明は、ＥＤＣを熱分解炉で熱分解してＶＣＭ
，塩化水素および未分解ＥＤＣなどを含む分解生成物を
熱分解炉直後に位置する急冷塔にて急冷するＥＤＣの熱
分解方法において、急冷塔のまわりの物質収支および熱
収支ならびに急冷塔の塔頂部における気液平衡関係に基
づいて、急冷塔の塔頂温度および塔頂圧力ならびに急冷
塔の留出ガスの凝縮液の一部分であって急冷塔に戻す還
流演の温度または還流量の３つの実測値を使用してＥＤ
Ｃの熱分解率を算出し、算出した熱分解率と所望の熱分
解率との偏差に基づいて熱分解温度を変更することによ
りＥＤＣの熱分解率を制御することを特徴とするＥＤＣ
の熱分解方法を提供する。本発明において、熱分解率の
算出にあたり使用する圧力、温度および流量の実測は、
工業的に一般に用いられる計測機器および方法によれば
よい。ＥＤＣを熱分解してＶＣＭおよび塩化水素を製造
するプロセスのフローシ一トである第ｌ図によって、本
発明においてＥＤＣの熱分解率を算出し制御する方法を
詳細に説明する。

最初に、ＥＤＣの熱分解率を算出する。

いま、熱分解炉からの分解ガスを急冷する急冷塔および
急冷した液を溜めるタンクが定常状態で操作されている
状態を想定して急冷塔のまわり（第１図の一点鎖線で囲
む部分Ａ）における物質収支および熱収支を考える。

物質収支においては、急冷塔に供給される分解ガス量お
よびタンクから戻される還流量の和は、急冷塔の塔頂か
ら留出するガスの量に等しい。

同様に、熱収支においては、急冷塔に供給される分解ガ
スのエンタルピーおよびタンクから戻される還流液のエ
ンタルピーの和は、急冷塔の塔頂から留出するガスのエ
ンタルピーに等しい。

このような物質収支および熱収支が各成分、即ち、ＶＣ
Ｍ，ＥＤＣおよび塩化水素について成り立つ。従って、
以下の６つの独立した等式が得られる。

（物質収支） Ｖｌ＋Ｖ２＝Ｖ３　　　　　　　　　　（１）ＨＩ　＋
Ｈ２＝Ｈ３　　　　　　　　　　（２）Ｅ１＋Ｅ２＝Ｅ
３　　　　　　　　　　（３）［式中、ＶはＶ　Ｃ　Ｍ
の流量、Ｈは塩化水素の流量、ＥはＥＤＣの流量であり
、数字のｌは急冷塔に供給される分解ガス、２は還流夜
、３は留出するガスを意味する。］ 急冷塔に供給される分解ガスのｔ＆ｆｆｉは、分解炉の
熱分解率（Ｘ）により一義的に定まる。従って、式（１
）〜（３）は、熱分解率（Ｘ）、還流液および急冷塔塔
頂から留出するガスの各戊分の流量（Ｖ２、Ｈ２、Ｅ２
、Ｖ３、Ｈ３およびＥ３）の関数となる。

（熱収支） Ｑ（Ｖｌ）＋Ｑ（Ｖ２）＝Ｑ（Ｖ３）　　　　（４）Ｑ
（Ｈｌ）＋Ｑ（［２）＝Ｑ（Ｈ．３）　　　　　　　　
　（５）Ｑ（Ｅｌ）＋Ｑ（Ｅ２）＝Ｑ（Ｅ３）　　　　
（６）［式中、Ｑは括弧内の成分のエンタルピーを意味
する。コ 各成分の比熟については、適当な温度の関数の近似式を
適用すると、式（４）〜（６）は、急冷塔に供給される
分解ガスの温度（ＴＩ）、還流液温度（Ｔ２）、急冷塔
塔頂温度（Ｔ３）および各成分の流量（Ｖ２、Ｈ２、Ｅ
２、Ｖ３、Ｈ３およびＥ３ならびに熱分解率（Ｘ）の関
数となる。

更に、急冷塔の塔頂では、気液平衡関係が成立している
。即ち、塔頂から留出するガスは、塔頂温度（Ｔ３）お
よび塔頂圧力（Ｐ０）の下、急冷塔の塔頂部に存在する
液相と平衡状態にある。

ＥＤＣ，塩化水素およびＶＣＭの３成分系の気液平衡関
係については、ラ・ウールの法則を適用でき、また、分
圧の法朗および理想気体の法則を適用しても工業的には
問題がないことが判っている。更に、各戊分の飽和蒸気
圧は、一般に温度の関数として与えらえるので、平衡比
Ｋ（気相中のモル分率／液相中のモル分率）を塔頂温度
（Ｔ３）のみの関数として表現できる。

いま、留出ガス中の各成分（ＶＣＭ，塩化水素およびＥ
ＤＣ）のモル分率をＶＭ３、ＨＭ３およびＥＭ３とし、
急冷塔塔頂部の液相のモル分率をＶＬＭ，ＨＬＭおよび
ＥＬＭとすると、Ｋ（Ｖ）＝Ｐ（Ｖ）／ＰＯ＝ＶＭ３／
ＶＬＭ　　（７）Ｋ（Ｈ）＝Ｐ（Ｈ）／ＰＯ＝ＨＭ３／
ＨＬＭ　　（８）Ｋ（Ｅ）＝Ｐ（Ｅ）／Ｐｏ＝ＥＭ３／
ＥＬＭ　　（９）［式中、Ｋは括弧内の成分の平衡比（
気相中のモル分率／液相中のモル分率）、Ｐは括弧内の
成分の飽和蒸気圧（塔頂温度Ｔ３の関数）である。］の
３つの独立した式が得られる。留出ガス中の各成分のモ
ル分率は、流量（Ｖ３、Ｈ３およびＥ３）から算出でき
るので、式（７）〜（９）は、留出ガスの各戊分の流３
１（Ｖ　３、Ｈ３およびＥ３）、塔頂温度（Ｔ３）、塔
頂圧力（Ｐ０）および塔頂部の液相の各戊分ノモル分率
（ＶＬＭ，ＨＬＭおよびＥＬＭ）の関数となる。更に、 ＶＬＭ＋ＨＬＭ＋ＥＬＭ＝１　　　　　（１　０）であ
る。

以上をまとめると、急冷塔のまわりの物質収支および熱
収支ならびに塔頂部分の気液平衡関係から独立したｌＯ
の式（！）〜（ｌＯ）が得られる。これらの式中の変数
は、熱分解率（Ｘ）、急冷塔に供給される分解ガスの温
度（Ｔ１）、還流液の各成分の流量（Ｖ２、Ｈ２および
Ｅ２）および温度（Ｔ２）、急冷塔から留出するガスの
各成分の流量（Ｖ３、Ｈ３およびＥ３）および温度（Ｔ
３）、急冷塔塔頂圧力（Ｐ　ｏ）ならびに急冷塔塔頂部
の液相のモル分率（ＶＬＭＳＨＬＭおよびＥＬＭ）であ
り、全部で変数は１４である。

従って、これらの変数の内のいずれかの５つ（１つは目
的とする熱分解率（Ｘ））を含む式が得られ本発明では
、これらの変数の内、工業的プラントにおいて精度の高
いデータとして容易に得られるものを選択するのが好ま
しく、例えば渥度、圧力または流量を選択する。特に好
ましい態様では、温度および圧力を選択する。即ち、急
冷塔に供給される分解ガスの温度（ＴＩ）、急冷塔への
還流液の温度（Ｔ２）および急冷塔塔頂部からの留出ガ
スの温度（Ｔ３）ならびに塔頂圧力（Ｐｏ）である。

従って、本発明の最も好ましい態様では、ＥＤＣの熱分
解率（Ｘ）は、温度（Ｔ１，Ｔ２およびＴ３）および塔
頂圧力（ＰＧ）の関数となる。即ち、Ｘ　＝ｆｎ（Ｔ　
Ｉ　，Ｔ　２　．Ｔ　３　，Ｐｏ）Ｅ式中、ｒｎは関数
を意味する。］ 従って、上記温度および圧力の実測値があれば、熱分解
率を算出できることになる。

本発明の好ましいｇ様のひとつは、分解ガスの温度（Ｔ
Ｉ）を平均的な値に固定しておくことで、この場合、他
の温度（Ｔ２およびＴ３）ならびに圧力（ＰＱ）の実測
値から熱分解率を算出できる。即Ｘ＝ｆｎ’（Ｔ２．Ｔ
３．Ｐｏ） ［式中、ｒｎ゜は関数を意味する。］ そこで、予め、想定される塔頂温度（Ｔ３）および還流
液温度（Ｔ２）ならびに塔頂圧力（Ｐ０）に対して熱分
解率（Ｘ）を計算しておくと、第３図に示すようなチャ
ートが得られる（分解ガスの温度（ＴＩ）を４８０℃、
塔頂圧力（Ｐ．）を９　．　７　ａｔｍで計算）。

そして、このチャートに基づいて、逆に、塔頂温度（Ｔ
３）および塔頂圧力（ＰＯ）ならびに還流液温度（Ｔ２
）の実測値から熱分解率を求めることができる。

第３図から明らかなように、熱分解率（Ｘ）を直線で近
似することができる。即ち、熱分解率は、一般式： Ｘ＝［Ａ］・［Ｂ］＋Ｃ ［式中、［Ａ］はＥＤＣの圧力に対する飽和温度と急冷
塔塔頂温度との差、［Ｂ］は急冷塔塔頂温度と熱分解率
の関係における急冷塔還流液の各温度における直線の勾
配、Ｃは定数である。］により、工業的には十分に満足
すべき精度をもって即時に算出できる。

上述の態様は最も簡単に熱分解率を算出できる態様であ
るが、気液平衡関係にラ・ウールの法則を適用しないで
実測データを適用したり、比熱や蒸気圧などについても
実測データを使用し、数値計算することにより更に精度
の高い熱分解率を算出することも可能である。

また、本発明の別の態様では、急冷塔に戻す還流液の温
度の代わりに、還流量（Ｒ＝Ｖ２＋Ｈ２＋Ｅ２）の実測
値を使用して熱分解率（Ｘ）を算出することも可能であ
る。即ち、 Ｘ　＝ｒｎ”　（Ｔ　２　，Ｔ　３　，Ｒ）［式中、ｒ
ｎ”は関数を意味する。］ 工業的に通常使用される流量計は温度計より一般的に精
度がやや劣るので、上述のように還流液の温度の実測値
を使用するのが最も好ましい。しかしながら、算出すべ
き熱分解率の要求される精度により、あるいは精度のよ
り良い流量計を使用する場合では、還流液の温度に代え
て還流量の実測値を使用することも可能である。この態
様においても、先に説明したように数値計算することに
より更に精度の高い熱分解率を算出できる。

熱分解率は基本的には上述のように第３図のチャートか
ら求めることができるが、工業的にはコンピューターに
よる数値計算により容易かつ迅速に算出することが可能
である。

次に、上述のようにして算出された熱分解率と所望の熱
分解率との偏差から、偏差を無くすべき新たなＥＤＣの
熱分解温度を決定する。

この決定は、例えば比例制御、積分制御もしくは微分制
御またはこれらの適当な組み合わせにより行うことがで
きるが、本発明においては、式：Ｙ＝−Ｋｌ）［Ｚ＋（
１／Ｔ）ＳＺｄｔｌ［式中、Ｙは熱分解温度変更量、Ｋ
ｐは比例ゲイン、Ｚは熱分解率の偏差信号、Ｔは積分時
間、ｔは時間である。コ に基づいて行う。

即ち、熱分解率の偏差信号から熱分解温度の変更量を求
めることにより行う。比例ゲインお上ｑ積分時間につい
ては、プロセスの操作変数に関する動特性解析、熱分解
反応解析などにより得られる反応温度と熱分解率との相
関関係および実装置から得られる応答特性により決定す
ることができる。このようにして算出された熱分解温度
の変更量をもって新たに熱分解温度を設定する。

本発明の実施態様としては、上述の熱分解率の算出およ
び新たな熱分解温度の決定を、熱分解率を算出して指示
するとともに、算出値と所定熱分解率との差から新たな
熱分解温度を算出して出力する熱分解率指示調節計（Ｘ
ＩＣｌ０６）により自動的に行い、この調節計からの出
力信号が熱分解温度指示調節計（ＴＩＣｌ０６）の熱分
解温度設定値を新たな熱分解温度に自動的に変更するこ
とが最も好ましい。

実際的な熱分解温度の変更は、熱分解炉に供給される燃
料の量を変えることにより行うのが特に好ましいので、
熱分解温度指示調節計（Ｔ　Ｉ　Ｃ　１０６）と燃料供
給量指示調節計（ＦＩＣ１０６）とを連動させることに
より新たな熱分解温度に変更するのが好適である。

熱分解温度としては、プラントの運転監視上選ばれる任
意の位置における温度を使用できる。例えば、熱分解反
応管の出口付近でも中央付近の温度であってもよい。

本発明では、熱分解炉直後の急冷塔において熱分解率を
算出でき、熱分解炉に供給されるＥＤＣの品質や熱分解
炉の運転条件などにより変化する熱分解率の変動を迅速
かつ高精度に、また連続的に算出できる。そのため熱分
解率が所定の値と異なっている場合、自動的に熱分解温
度を変更して迅速に熱分解率を修正することができる。

添付図面を参照して、本発明の方法を更に詳細に説明す
る。

第１図に本発明のＥＤＣの熱分解方法を適用したＶＣＭ
の製造プロセスの一興体例を示す。

ＥＤＣは、熱分解炉（１０６−２）の熱分解反応管（１
０６−１）に供給され、一部熱分解されてＶＣＭおよび
塩化水素となり、未分解ＥＤＣと共に急冷塔（１０７）
で急冷される。急冷されたまたこの分解生成物および未
分解ＥＤＣは、急冷塔の塔頂より留出してその一部が凝
縮器（１　０　Ｂ）で凝縮してタンク（１　０　９）に
溜る。一方、塩化水素およびＶＣＭを主成分とする未凝
縮ガスは塩酸塔０１０）に全量供給される。タンク中の
凝縮液は一部急冷塔に還流され、残部（よ塩酸塔に供給
される。

塩酸塔の塔頂から塩化水素が回収され、塔底から抜き取
られたＶＣＭおよびＥＤＣは塩ビ塔（ｌ２）に送られる
。

本プロセスにおいて、凝縮器の出口圧力は塩酸塔へ供給
する未凝縮ガスの流量をタンク気相圧力指示調節計（Ｐ
ＩＣｌ０９）により調節することにより、また凝縮器の
出口温度は凝縮器に供給する冷却水量を凝縮液温度指示
調節計（ＴＩＣ１０８）により調節することにより制御
される。

また、このプロセスでは、ＥＤＣ熱分解率（Ｘ）は、急
冷塔塔頂圧力指示計（ＰＩ１０７）および急冷塔塔頂温
度指示計（ＴＩｌ０７）ならびに急冷塔還流液温度指示
計（ＴＩ１０９）または急冷塔還流液量指示計（ＦＩｌ
０７）の指示値から熱分解率指示調節計（ＸＩＣｌ０６
）により算出され、熱分解温度指示調節計（ＴＩＣ１０
６）に入力される。

［効果］ 本発明のＥＤＣの熱分解方法によれば、時間遅れの少な
いＥＤＣの熱分解率を算出でき、この値と所望の熱分解
率との偏差に基づいて熱分解温度を制御することにより
、所望の熱分解率を安定に保持でき、また変動が生じた
場合であっても短時間に所望の熱分解率に戻すことが可
能となる。

その結果、ＥＤＣの熱分解に要する燃料の消費効率の大
幅な向上、ＶＣＭ品質の安定化、更に熱分解反応管のコ
ーキング進行の抑制が図れる。

次に実施例および比較例により本発明を具体的に説明す
る。

実施例１ 本発明のＥＤＣの熱分解方法に必要な計装機器を組み込
んだ第１図に示すＶＣＭ製造プロセスにおいて、熱分解
炉に四塩化炭素濃度が５　０　０　ｐｐｍのＥＤＣを５
３ｔ／ｈｒ供給して、熱分解温度（ＴＩＣ１０６）を４
７５℃に設定し、熱分解率を５５％で安定させた後、熱
分解率指示調節計（Ｘ　Ｉ　Ｃ１０６）および熱分解温
度指示調節計（ＴＩＣＩＯ６）を自動制御とした。その
後数時間、熱分解率は５５±０．５％程度で推移した。

次に、ＥＤＣ中の四塩化炭素濃度を５　０　０　ｐｐａ
＋から１５００＋）ｐｌ１に増加させたところ、熱分解
温度の設定値が約４℃（４７５℃から４７１’Ｃ）下方
に自動的に変更され、熱分解率は一時的に５６％に上昇
したが、約１時間後には５５％に戻った。

このとき、燃料供給量およびＶＣＭ中の１．３ブタノエ
ン濃度の変動は僅かであった。

比較例ｌ 第２図に示すように、塩ビ蒸留塔（２１１）で分離され
るＶＣＭｌｉ（：Ｆ　Ｉ　２　１　０）および供給する
ＥＤＣｉｌ（Ｆ　Ｉ　Ｃ２　０　５）の実測値を用いて
従来法によりＥＤＣの熱分解率を算出するように計装機
器を組み込んだＥＤＣ熱分解プロセスにおいて、実施例
ｌと同様の条件で熱分解温度（ＴＩＣ２０６）を４７５
℃に設定し、熱分解率を５５％で安定させた。

その後、数時間の運転において、所定の熱分解率に対し
て１％を越える変動が生じた際、通常の方法によって熱
分解温度を変更し熱分解率の変動を抑制しようと試みた
が、熱分解率は５５％の所定値に対し２％の変動で推移
した。

次にＥＤＣ中の四塩化炭素濃度を５　０　０　ｐｐｍか
ら１５００ｐｐＩＩ１に増加させたところ、熱分解率は
約３％急上昇した。そこで熱分解温度の設定値を徐々に
変更し、最終的に４７１℃にすることによって熱分解率
を所定の値に戻した。この際、熱分解炉に供給するＥＤ
Ｃおよび塩ビ塔から分離、回収するＶＣＭ量より熱分解
率を算定しながら操作し、熱分解率を５５％に戻し安定
化させるために約５時間を要した。

この間、燃料供給量は９９０ｋ９／ｈｒから１１５０ｋ
９／ｈｒと大きく変動し、また４　．　０　ｐｐｍ前後
であったＶＣＭ中の１．３ブタジエン濃度が一時的に５
．５　ｐｐｍに増加した。

実施例ｌおよび比較例ｌの結果を第ｌ表および第４図に
示す。

第１表 実施例２ 実施例１と同様に本発明の方法を採用したプロセスにお
いて、熱分解温度を４７８℃に設定して熱分解率を５８
％に安定させた後、熱分解率指示調節計（ＸＩＣ１０６
）および熱分解温度指示調節計（ＴＩＣｌ０６）を自動
制御とし、ＥＤＣ供給量を４８ｔ／ｈｒから５３ｔ／ｈ
ｒに増加させた。

熱分解率は一時的に５６％に下がったが、約１時間後、
熱分解温度の設定値が４７８℃から４８２゜Ｃに自動的
に変更され、熱分解率は５８％に戻った。

この間、燃料供給量は、１　０　０　０　ｋｙ／ｈｒか
らｌｈｒに増加したが、その間変動も大きく、安定化さ
せるまで約６時間を要した。

実施例２および比較例２の結果を第２表および第５図に
示す。

第２表 実施例３ 実施例ｌおよび２と同様に本発明の方法を採用したプロ
セスにおいて、ＥＤＣ供給量５３ｔ／ｈｒ，熱分解率５
８％の条件下での熱分解反応管内のコークス生成状況を
観るため、熱分解反応管のコークス除去を行った後、約
３ケ月間に亘り熱分解反応管の圧力損失を測定した。

ｌケ月を経過した後の圧力損失は１　．　８　ｋｇ／ｃ
ｍ”１　０　０　ｋｆＦ／ｈｒに一時的に増加したが、
その後の変動は僅かであった。また、ＶＣＭ中の１．３
−プタジエン濃度の変動も僅かであった。

比較例２ 比較例ｌと同様に従来方法を採用したプロセスにおいて
、熱分解温度を５８％で安定させた後、ＥＤＣ供給量を
４８ｔ／ｈｒから５３ｔ／ｈｒに増加させた。

熱分解温度が一時的に４７８℃から４７４℃に下がった
が、従来の熱分解温度制御方法により約１時間後、熱分
解温度は自動的に４７８℃に戻った。

しかしながら、熱分解率が５８％から５４％に下がった
ため、熱分解温度の設定値を手動操作により徐々に高め
最終的に４８３℃に変更することによって熱分解率を５
８％に戻した。

この間、比較例１と同様の方法で熱分解率を算出しなが
ら所定の値に戻し安定化させるまでに約６時間を要した
。なお、燃料供給量は実施例２と同様に１　０　０　０
　ｋ９／ｈｒから最終的に１１００ｋ９／であったが、
更に１ケ月後では２　．　０　５　ｋ９／　ａｘ”、２
ケ月後では２　．　３　ｋｇ／ａｘ”、３ケ月後では２
．５５　ｋｇ／　ａｘ”となった。

２ケ月間における平均上昇率は０．００８３ｋ９／Ｑｌ
”・日であった。

比較例３ 比較例１および２と同様に従来方法を採用したプロセス
において、ＥＤＣ供給量５　３　ｔ／ｈｒ，熱分解率５
６％の条件下での熱分解反応管の圧力損失を測定した。

コークス除去を行った後運転を開始し、実施例３と同様
に１ケ月を経過した時圧力損失は１．７５ｋ９／ｃｍ”
であったが、更にｌケ月後では２　．　１　ｋ９７ｃｍ
”、２ケ月後では２　．　３　５　ｋｇ／ａｘ”となっ
た。

２ケ月間における平均上昇率は０．０　１ｋ９／ｃｍ”
・日であった。

次に、熱分解率を５８％まで上げてｌケ月稼動させたと
ころ圧力損失は２　．　３　５　ｋｇ／ｃｍ”から２．
７　１　ｋｇ／ｃ１となった。このｌケ月における平均
上昇率は０　．　０　１　２　ｋ９／ｃｍ”・日であっ
た。

実施例３および比較例３の条件および結果を第３表およ
び第６図に示す。

第３表

【図面の簡単な説明】

第ｌ図は本発明のＥＤＣ熱分解方法を適用したＶＣＭ製
造プロセスのフローシ一ト、第２図は従来のＥＤＣ熱分
解方法を適用したｖＣＭ製造プロセスのフローシート、
第３図は熱分解率、急冷塔塔頂温度および還流液温度の
関係を示すチャート、第４図〜第６図は実施例および比
較例の結果を示すグラフである。 １０６−１・・・熱分解反応管、 １０６−２・・・熱分解炉、１０７・・・急冷塔、１０
８・・・凝縮器、ｌ０９・・・タンク、！１０・・・塩
酸塔、ｔｘｔ・・・塩ビ塔、２０６−１・・・熱分解反
応管、 ２０６−２・・・熱分解炉、２０７・・・急冷塔、２０
８・・・凝縮器、２０９・・・タンク、２１０・・・塩
酸塔、２１１・・・塩ビ塔、ＦＩＣＩ０５・・・ＥＤＣ
供給流量指示調節計、ＦＩＣ１０６・・・燃料供給量指
示調節計、ＰＩ１０７・・・急冷塔塔頂圧力指示計、Ｔ
ＩＣ１０６・・・熱分解温度指示調節計、ＦＩ１０７・
・・急冷塔還流液量指示計、Ｔｌ　１０７・・・急冷塔
塔頂温度指示計、ｘｔｃｔｏｓ・・・熱分解率指示調節
計、ＴＩＣ１０８・・・凝縮液温度指示調節計、ＴＩｌ
０９・・・急冷塔還流液温度指示計、ＰＩＣｌ０９・・
・タンク気相圧力指示調節計、ｐｒｔｉｏ・・・ＶＣＭ
製品流量指示計、ＦＩＣ２０５・・・ＥＤＣ供給流量指
示調節計、ＦＩＣ：２０６・・・燃料供給量指示調節計
、ＴＩＣ２０６・・・熱分解温度指示調節計、ＴＩ２０
Ｂ・・・凝縮液温度指示計、 ＦＩ２１０・・・ＶＣＭ製品流量指示計。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、１，２−ジクロルエタンを熱分解炉で熱分解して未
   分解１，２−ジクロルエタンを含む分解生成物を熱分解
   炉直後に位置する急冷塔にて急冷する塩化ビニルモノマ
   ーおよび塩化水素の製造方法において、 急冷塔のまわりの物質収支および熱収支ならびに急冷塔
   の塔頂部における気液平衡関係に基づいて、急冷塔の塔
   頂温度および塔頂圧力ならびに急冷塔の留出ガスの凝縮
   液の一部分であって急冷塔に戻す還流液の温度の３つの
   実測値を使用して１，２−ジクロルエタンの熱分解率を
   算出し、算出した熱分解率と所望の熱分解率との偏差に
   基づいて熱分解温度を変更することにより１，２−ジク
   ロルエタンの熱分解率を制御することを特徴とする１，
   ２−ジクロルエタンの熱分解方法。 ２、還流液の温度に代えて還流量の実測値を使用するこ
   とを特徴とする請求項１記載の１，２−ジクロルエタン
   の熱分解方法。