JPH044961B2 - - Google Patents
Info
- Publication number
- JPH044961B2 JPH044961B2 JP57140594A JP14059482A JPH044961B2 JP H044961 B2 JPH044961 B2 JP H044961B2 JP 57140594 A JP57140594 A JP 57140594A JP 14059482 A JP14059482 A JP 14059482A JP H044961 B2 JPH044961 B2 JP H044961B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- heavy oil
- supply section
- pyrolysis
- supply
- steam
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Lifetime
Links
Landscapes
- Hydrogen, Water And Hydrids (AREA)
- Production Of Liquid Hydrocarbon Mixture For Refining Petroleum (AREA)
Description
本発明は重質油熱分解の方法に関する。
重質油を水蒸気の共存下、充填物のない熱分解
流路内で熱分解する方法は、本発明者の究明によ
れば、好ましくは10〜100ｍ／秒として外部加熱
を行い実施される。この際供給される水蒸気の分
子数と重質油の有する炭素原子数の比（Ｓ／Ｃ
比）が、重質油種や装置条件等により異なるが、
通常約3.5〜5.5程度の一定値（限界Ｓ／Ｃ比）以
上である必要があることも本発明者は見出した。
そうでない場合には、熱分解流路内の圧力損失の
乱れ又は増加から運転困難になりやすい。しかし
ここで消費される水蒸気は通常Ｓ／Ｃ比で0.2〜
0.3程度であり、例えば得られた生成物をそのま
ま接触的水蒸気改質により最終的に水素と一酸化
炭素に富んだガスとする場合にも化学量論的には
この比は高高２でよい。従つてこのままでは、水
蒸気原単位が不良である。また一般に熱分解が吸
熱的であるので熱分解流路内容物は加熱を必要と
する故、過剰分の水蒸気の為に無用のエネルギー
を費消し過大の設備を要する、という欠点があ
る。 この欠点を解消すべく本発明者は検討を行い、
本発明が完成される。即ち、本発明は蒸発気化し
得なり高分子量炭化水素類を含有する重質油を水
蒸気の存在下且つ酸素不存在下、熱分解流路内で
熱分解して水素と一酸化炭素を主要成分として含
有する接触的水蒸気改質用原料ガスを製造する方
法に於て、重質油の該流路への供給が、該流路起
点に設けられる第１供給部及びそれよりも下流に
設けられる少なくとも１つの後続供給部から、分
割してなされることを特徴とする重質油熱分解の
方法である。 本発明でいう重質油とは、常温又は若干の加温
下流動性を有するが、加熱によつては実質的に気
化し得ない高分子量炭化水素を主要成分として含
有する物質であり、代表的には常圧蒸留残渣油、
減圧蒸留残渣油、タール、ピツチ、原油、特に例
えばカナダ、ベネズエラ、中国等に産する重質原
油、各地のタールサンドやオイルシエール等から
得られる重質原油等がある。 上記の様に従来Ｓ／Ｃ比を前記一定値即ち限界
Ｓ／Ｃ比以上としないと熱分解流路中で圧力損失
の乱れや増大が生じ、運転が継続できなくなる理
由は明らかでないが、固体状又は高粘性炭素質の
析出・沈着によるものではないことを本発明者は
確認した。恐らく熱分解流路内での流動状態の動
的バランスが失われてかかる問題が生ずるものと
推測される。 本発明の方法に於ては上述の如く運転上の要請
から過剰に供給せざるを得ない水蒸気の利用度を
向上させる為、熱分解流路起点に設けられる第１
供給部から供給された重質油の水蒸気との共存下
での熱分解が実質的に充分進行した熱分解流路中
の下流の箇所付近に設けられた第２供給部から、
前記の如き運転困難を発生させない程度の量（即
ち供給速度）の重質油を供給し、更に必要に応じ
同様に第３供給部以降の供給部を下流に設けて重
質油を供給するものである。各供給部より供給さ
れる重質油種は必ずしも同一である必要はなく、
又夫々供給に適した流動性を与えるよう一般には
200〜300℃以下、高くても500℃以下の温度に加
温がなされる。 各供給部からの重質油の熱分解流路への供給
は、該流路内を流れる水蒸気の含む流動体に、熱
分解反応が隣接する次の供給部又は該流路出口ま
での間に所望の程度まで進行するように、適宜の
供給速度で、水蒸気その他の駆動気体を利用する
霧化器に代表される分散供給器、又は熱分解の良
好な進行を阻害しない他の供給器によりなされれ
ばよい。 本発明の方法に於ては第１供給部又はそれより
も上流から、通常は過熱された700〜1000℃の水
蒸気が熱分解流路に流入させられる。この水蒸気
を以下主水蒸気という。第１供給部からの場合
は、第１供給部に用いる重質油の供給器をアトマ
イザーなどに代表される霧化器としその駆動気体
として主水蒸気を利用することができる。重質油
を一般に霧化器等に比して小型となる非分散型供
給器から重質油自体の圧力又は水蒸気その他適宜
の駆出気体の圧力を利用して熱分解流路内に供給
することは、第１供給部に比して空間的に制約さ
れることの多い第２供給部以降の供給部では特に
実用的であるが、その際該流路内での圧力損失の
乱れや急昇により運転の継続が困難となることが
あるので、これを防ぐ為に該流路内の流動体の流
速を10ｍ／秒以上、好ましくは25ｍ／秒以上、更
に好ましくは50ｍ／秒以上とするとよく、また該
非分散型供給器からの重質油又はこれと駆出気体
の噴出速度は、上記した流動体の流速付近又はそ
れ以上である方がよい。重質油が分散型供給器か
ら供給される場合も流動体の流速は上記範囲内に
ある方が、重質油の分散状態の調整を精密にしな
くて済むので好ましい。なお流速の実用上の上限
は圧力損失の過大化による不経済をなくす意味か
ら100ｍ／秒、好ましくは90ｍ／秒以下である方
がよい。 熱分解器内の温度・圧力は熱分解器出口で温度
800〜1050℃、圧力１〜40気圧程度となるよう運
転すれば、安定且つ好ましい反応が行なわれる。
熱分解流路の、互に隣接する重質油供給部間又は
最下流の供給部と該流路出口間の長さは、最終的
に所望の生成物が得られる程度であればよいが、
夫々の区間の滞留時間が0.2秒以上４秒以下、好
ましくは0.4秒以上２秒以下とすればその間に通
常充分な熱分解が進行する。0.2秒未満では反応
が不充分なことが多く、４秒超では通常反応速度
が遅くなり格別著しい効果は得られず、また設備
の過大化を招くので不利である。 本発明の方法で熱分解された重質油は、水素と
一酸化炭素を主要成分として含有するガスとな
り、接触的水蒸気改質用原料ガスとして、一般的
には熱分解流路出口からの流出物を必要に応じ適
宜の導管を介して接触的水蒸気改質器に直接導き
改質に供する。 該改質器にはこの種の改質に用いられる通常の
触媒を、重質油の性状その他に応じ組成、形状、
寸法等を選択して用いる。一般に重質油類には窒
素・硫黄・酸素などを含む化合物や無機化合物等
の不純分が炭化水素以外に含まれていることが多
いので、重質油種によつてはこれらに由来する被
毒に耐える触媒を選択する。例えば改質器内前段
には改質効果は多少劣つても被毒に強い触媒を、
又後段には改質効果に重点を置いた触媒を選択し
て充填するなど、様々な目的で異種の触媒を多層
に充填して用いることができる。 本発明の方法では重質油の分割供給により水蒸
気の有効利用を図ることが出来るが、かかる分割
供給の他の効果が以下に説明される。 即ち、重質油を熱分解流路起点で全量供給する
従来の方法では、吸熱反応である熱分解が該起点
直後付近で急激に行なわれて温度の低下が著しく
この為反応速度が低下する。外部加熱温度を上げ
てこの温度低下を補うことは、エネルギー面及び
熱分解流路の材料の耐熱性の見地から適当でない
ので、結局長い滞留時間を要し効率が劣る。 これに対し、本発明の方法では、重質油が分割
供給されるので各供給部直後付近での吸熱量が減
じ、温度低下の幅が小さくなり、且つ流路全体に
わたる温度分布も均一化される結果、全体的な反
応の効率が向上する。従つてその分反応流路を短
縮し、又は流速を上げることも可能である。換言
すれば、従来と同程度の反応結果がより短い滞留
時間で得られる。 重質油の各供給部への分配程度は、熱分解流路
中の温度分布や重質油の滞留時間に直接影響する
ので、以下の事項を勘案し慎重に決定すべきであ
る。 簡単の為にどの供給部からも同質の重質油が供
給され、且つ各供給部と相隣る供給部との間隔及
び最下流の供給部と熱分解流路出口との間隔が全
て同一として考えれば、流路中の温度分布の均一
化という面から見ると、重質油の分配は各供給部
間で均等又は下流に向つて漸増させるのがよい
が、滞留時間の短縮の為にはより上流側への分配
が高い方がよい。従つて、実際的には供給される
重質油の合計量を供給部の数で除した値の0.5〜
1.5倍、好ましくは0.6〜1.4倍、更に好ましくは
0.7〜1.3倍の量が個々の供給部に分配されるよう
な分配が諸条件のバランス上好ましい。 また供給部の数はその数を増すほどＳ／Ｃ比を
全体的に下げることができて好都合であるが、相
隣る供給部間の間隔は、実際に反応が行なわれる
為には極端に短くする訳にはいかないので、余り
に供給部の数を増すと分解流路の長さ、ひいては
熱分解器が大きくなる上、熱分解器の構造が複雑
となり、且つその操作上の困難が大きくなるの
で、実用上は２〜５個、特に３〜４個が適当であ
る。 相隣る２個の供給部間の間隔は、上流側の供給
部から供給された分の重質油が実用的に所望の程
度まで分解されるに足る長さ又はそれ以上であれ
ばよい。 以下実施例等により本発明を説明するが、以下
の実施例は本発明の典型的な具体例を示すものに
すぎず、本発明はこれらによつて限定されるもの
ではない。 実施例１〜４及び比較例１〜４ 熱分解器として約1100℃の加熱輻射炉内を３往
復して蛇行する内径30mm、長さ27ｍの改良HP
（ASTM−A297で規定されているHPの耐熱性を
更に改良した材料）製流路を用い、その入口に第
１供給部、その4.5ｍ下流に第１温度測定点、入
口から9.0ｍ下流に第２供給部、入口から13.5ｍ
下流に第２温度測定点、入口から18ｍ下流に第３
供給部、入口から22.5ｍ下流に第３温度測定点を
設けたものを用いた。比較例に於ては上記と同様
の熱分解器で上記第２及び第３供給部のない点だ
け異なるものを用いた。 供給機構としては、各例の第１供給部では主水
蒸気流で重質油の霧化を行なうアトマイザーノズ
ル、各実施例の第２〜３供給部では、Ｔ字形管路
の横方向管路を水蒸気が通り、この管路に向つて
縦方向管路から重質油が圧送され、水蒸気の出口
側が両者の噴出側となる形式のノズルを用い、水
蒸気は圧力25Kg／cm2の飽和水蒸気を利用した。ま
たノズルからの噴出混合物の噴出速度（実際上は
水蒸気の噴出速度と等しいと仮定する）が該混合
物が供給される相手の水蒸気流（但しより上流の
供給部から供給された重質油又はその分解物を含
む）の流速より小さくはない様にし、またその噴
出方向は該相手の水蒸気流と略順流方向とした。
尚熱分解器出口の反応圧力は15Kg／cm2Ｇとした。 用いた原料油は重量比でアラビアンライト系48
〜50％、カフジ系48〜50％、イラニアンヘビイ１
〜４％の組成を有する同一の原油から得られた常
圧残渣油で、 比 重 0.944 炭素／水素重量比
7.08（Ｃ：85.0wt％、Ｈ：12.0wt％） 動粘度（50℃） 67.3cT 総発熱量 10440Kcal／Kg のものを用いた。 また全例に於て、上記熱分解器からの生成物流
は、そのまま外側に断熱保温層及び鋼製外装を施
した耐熱鋼製導管を介し、触媒が充填された耐熱
耐火レンガ製管路で外側に断熱保温層及び鋼製外
装を施した直径400mm、長さ３ｍの改質器に流入
させ、接触的水蒸気改質を行なわせた。触媒とし
てはCaO／Al2O3の重量比52／48の混合物を成形
焼成して得た直径10mmの球を前段に長さ1.5ｍ分
（約171Kg）充填し、後段にはCaO／Al2O3／NiO
の重量比32／51／15の混合物を成形焼成して得た
直径10mmの球を後段に長さ1.5ｍ分（約190Kg）充
填して用いた。なお改質器の最上流部の上記入口
付近に添加ガス入口を設け、適当な量の空気を流
入させて被接触反応物の一部を燃焼させ、発生す
る燃焼熱で接触反応の吸熱に伴う温度低下を補う
ようにした。 上記した以外の各種条件及び結果等を表１にま
とめて示した。なお、比較例２及び４では圧力損
失が実験開始後間もなく大きく乱れ、遂に夫々２
時間及び1.5時間後に圧力損失の過大の為運転不
能となつた。従つてこれらではガス分析等を省略
すると共に添加空気量の表記を省いた。 また第２及び第３供給部で用いた飽和水蒸気の
量は夫々何れも高々主水蒸気流の２〜３％程度で
あるので、主水蒸気量に含め表示した。 ガス組成の分析はガスの乾燥後、ガスクロマト
グラフ法によつた。 熱分解器ガス出口ガス化率は供給された重質油
の含有する炭素原子の量に対する熱分解器出口か
ら得られたガスの含有する炭素原子の割合であ
る。 比較例１と２並びに比較例３と４の比較から、
上記熱分解器と重質油の組合せに於ては、限界
Ｓ／Ｃ比が5.5付近にあると見られる。上記の如
く、比較例２及び４ではＳ／Ｃ比を5.0付近にし
ただけで圧力損失の過大化により1.5〜２時間で
運転不能となつたが、実施例１〜３ではＳ／Ｃが
合計で4.0付近まで下げられたにもかかわらず、
充分長い時間の運転が可能であつた。また実施例
４の合計Ｓ／Ｃは比較列１のＳ／Ｃと同一である
が、熱分解器出口ガス化率が比較例１の場合より
も５％も高く、本発明の方法の有効さを示してい
る。 また比較例は全て第１測定点の温度が実施例に
比して著しく低いので、全体としての効率が下つ
ていると考えられる。 本発明の結果を実施例１を代表的に取り上げて
詳細に説明すると、重質油は１つの予熱槽で200
〜300℃に加熱されて良好な流動性を与えられ、
保温配管により分流されて第１〜第３供給部に送
られる。第１供給部直後の流路内では水蒸気400
Kg／Hr、重質油32Kg／Hrの割合で供給されるの
で、Ｓ／Ｃは約9.75である。第２供給部までに消
費された水蒸気量を差引いた水蒸気に対して第２
供給部から24.4Kg／Hrで重質油が供給されるの
で第２供給部直後のＳ／Ｃは約12.5である。同様
にして第３供給部直後のＳ／Ｃは14.7である。こ
の様に本発明の方法では反応流路中の各供給部直
後のＳ／ＣをＳ／Ｃ比の最少倍率よりも充分大き
くとり、且つ蒸気量中のH2O分子数と供給され
る全重質油中の炭素原子数の比（合計Ｓ／Ｃ）は
限界Ｓ／Ｃ比よりも充分小さくすることができて
既述の諸効果が得られる。
流路内で熱分解する方法は、本発明者の究明によ
れば、好ましくは10〜100ｍ／秒として外部加熱
を行い実施される。この際供給される水蒸気の分
子数と重質油の有する炭素原子数の比（Ｓ／Ｃ
比）が、重質油種や装置条件等により異なるが、
通常約3.5〜5.5程度の一定値（限界Ｓ／Ｃ比）以
上である必要があることも本発明者は見出した。
そうでない場合には、熱分解流路内の圧力損失の
乱れ又は増加から運転困難になりやすい。しかし
ここで消費される水蒸気は通常Ｓ／Ｃ比で0.2〜
0.3程度であり、例えば得られた生成物をそのま
ま接触的水蒸気改質により最終的に水素と一酸化
炭素に富んだガスとする場合にも化学量論的には
この比は高高２でよい。従つてこのままでは、水
蒸気原単位が不良である。また一般に熱分解が吸
熱的であるので熱分解流路内容物は加熱を必要と
する故、過剰分の水蒸気の為に無用のエネルギー
を費消し過大の設備を要する、という欠点があ
る。 この欠点を解消すべく本発明者は検討を行い、
本発明が完成される。即ち、本発明は蒸発気化し
得なり高分子量炭化水素類を含有する重質油を水
蒸気の存在下且つ酸素不存在下、熱分解流路内で
熱分解して水素と一酸化炭素を主要成分として含
有する接触的水蒸気改質用原料ガスを製造する方
法に於て、重質油の該流路への供給が、該流路起
点に設けられる第１供給部及びそれよりも下流に
設けられる少なくとも１つの後続供給部から、分
割してなされることを特徴とする重質油熱分解の
方法である。 本発明でいう重質油とは、常温又は若干の加温
下流動性を有するが、加熱によつては実質的に気
化し得ない高分子量炭化水素を主要成分として含
有する物質であり、代表的には常圧蒸留残渣油、
減圧蒸留残渣油、タール、ピツチ、原油、特に例
えばカナダ、ベネズエラ、中国等に産する重質原
油、各地のタールサンドやオイルシエール等から
得られる重質原油等がある。 上記の様に従来Ｓ／Ｃ比を前記一定値即ち限界
Ｓ／Ｃ比以上としないと熱分解流路中で圧力損失
の乱れや増大が生じ、運転が継続できなくなる理
由は明らかでないが、固体状又は高粘性炭素質の
析出・沈着によるものではないことを本発明者は
確認した。恐らく熱分解流路内での流動状態の動
的バランスが失われてかかる問題が生ずるものと
推測される。 本発明の方法に於ては上述の如く運転上の要請
から過剰に供給せざるを得ない水蒸気の利用度を
向上させる為、熱分解流路起点に設けられる第１
供給部から供給された重質油の水蒸気との共存下
での熱分解が実質的に充分進行した熱分解流路中
の下流の箇所付近に設けられた第２供給部から、
前記の如き運転困難を発生させない程度の量（即
ち供給速度）の重質油を供給し、更に必要に応じ
同様に第３供給部以降の供給部を下流に設けて重
質油を供給するものである。各供給部より供給さ
れる重質油種は必ずしも同一である必要はなく、
又夫々供給に適した流動性を与えるよう一般には
200〜300℃以下、高くても500℃以下の温度に加
温がなされる。 各供給部からの重質油の熱分解流路への供給
は、該流路内を流れる水蒸気の含む流動体に、熱
分解反応が隣接する次の供給部又は該流路出口ま
での間に所望の程度まで進行するように、適宜の
供給速度で、水蒸気その他の駆動気体を利用する
霧化器に代表される分散供給器、又は熱分解の良
好な進行を阻害しない他の供給器によりなされれ
ばよい。 本発明の方法に於ては第１供給部又はそれより
も上流から、通常は過熱された700〜1000℃の水
蒸気が熱分解流路に流入させられる。この水蒸気
を以下主水蒸気という。第１供給部からの場合
は、第１供給部に用いる重質油の供給器をアトマ
イザーなどに代表される霧化器としその駆動気体
として主水蒸気を利用することができる。重質油
を一般に霧化器等に比して小型となる非分散型供
給器から重質油自体の圧力又は水蒸気その他適宜
の駆出気体の圧力を利用して熱分解流路内に供給
することは、第１供給部に比して空間的に制約さ
れることの多い第２供給部以降の供給部では特に
実用的であるが、その際該流路内での圧力損失の
乱れや急昇により運転の継続が困難となることが
あるので、これを防ぐ為に該流路内の流動体の流
速を10ｍ／秒以上、好ましくは25ｍ／秒以上、更
に好ましくは50ｍ／秒以上とするとよく、また該
非分散型供給器からの重質油又はこれと駆出気体
の噴出速度は、上記した流動体の流速付近又はそ
れ以上である方がよい。重質油が分散型供給器か
ら供給される場合も流動体の流速は上記範囲内に
ある方が、重質油の分散状態の調整を精密にしな
くて済むので好ましい。なお流速の実用上の上限
は圧力損失の過大化による不経済をなくす意味か
ら100ｍ／秒、好ましくは90ｍ／秒以下である方
がよい。 熱分解器内の温度・圧力は熱分解器出口で温度
800〜1050℃、圧力１〜40気圧程度となるよう運
転すれば、安定且つ好ましい反応が行なわれる。
熱分解流路の、互に隣接する重質油供給部間又は
最下流の供給部と該流路出口間の長さは、最終的
に所望の生成物が得られる程度であればよいが、
夫々の区間の滞留時間が0.2秒以上４秒以下、好
ましくは0.4秒以上２秒以下とすればその間に通
常充分な熱分解が進行する。0.2秒未満では反応
が不充分なことが多く、４秒超では通常反応速度
が遅くなり格別著しい効果は得られず、また設備
の過大化を招くので不利である。 本発明の方法で熱分解された重質油は、水素と
一酸化炭素を主要成分として含有するガスとな
り、接触的水蒸気改質用原料ガスとして、一般的
には熱分解流路出口からの流出物を必要に応じ適
宜の導管を介して接触的水蒸気改質器に直接導き
改質に供する。 該改質器にはこの種の改質に用いられる通常の
触媒を、重質油の性状その他に応じ組成、形状、
寸法等を選択して用いる。一般に重質油類には窒
素・硫黄・酸素などを含む化合物や無機化合物等
の不純分が炭化水素以外に含まれていることが多
いので、重質油種によつてはこれらに由来する被
毒に耐える触媒を選択する。例えば改質器内前段
には改質効果は多少劣つても被毒に強い触媒を、
又後段には改質効果に重点を置いた触媒を選択し
て充填するなど、様々な目的で異種の触媒を多層
に充填して用いることができる。 本発明の方法では重質油の分割供給により水蒸
気の有効利用を図ることが出来るが、かかる分割
供給の他の効果が以下に説明される。 即ち、重質油を熱分解流路起点で全量供給する
従来の方法では、吸熱反応である熱分解が該起点
直後付近で急激に行なわれて温度の低下が著しく
この為反応速度が低下する。外部加熱温度を上げ
てこの温度低下を補うことは、エネルギー面及び
熱分解流路の材料の耐熱性の見地から適当でない
ので、結局長い滞留時間を要し効率が劣る。 これに対し、本発明の方法では、重質油が分割
供給されるので各供給部直後付近での吸熱量が減
じ、温度低下の幅が小さくなり、且つ流路全体に
わたる温度分布も均一化される結果、全体的な反
応の効率が向上する。従つてその分反応流路を短
縮し、又は流速を上げることも可能である。換言
すれば、従来と同程度の反応結果がより短い滞留
時間で得られる。 重質油の各供給部への分配程度は、熱分解流路
中の温度分布や重質油の滞留時間に直接影響する
ので、以下の事項を勘案し慎重に決定すべきであ
る。 簡単の為にどの供給部からも同質の重質油が供
給され、且つ各供給部と相隣る供給部との間隔及
び最下流の供給部と熱分解流路出口との間隔が全
て同一として考えれば、流路中の温度分布の均一
化という面から見ると、重質油の分配は各供給部
間で均等又は下流に向つて漸増させるのがよい
が、滞留時間の短縮の為にはより上流側への分配
が高い方がよい。従つて、実際的には供給される
重質油の合計量を供給部の数で除した値の0.5〜
1.5倍、好ましくは0.6〜1.4倍、更に好ましくは
0.7〜1.3倍の量が個々の供給部に分配されるよう
な分配が諸条件のバランス上好ましい。 また供給部の数はその数を増すほどＳ／Ｃ比を
全体的に下げることができて好都合であるが、相
隣る供給部間の間隔は、実際に反応が行なわれる
為には極端に短くする訳にはいかないので、余り
に供給部の数を増すと分解流路の長さ、ひいては
熱分解器が大きくなる上、熱分解器の構造が複雑
となり、且つその操作上の困難が大きくなるの
で、実用上は２〜５個、特に３〜４個が適当であ
る。 相隣る２個の供給部間の間隔は、上流側の供給
部から供給された分の重質油が実用的に所望の程
度まで分解されるに足る長さ又はそれ以上であれ
ばよい。 以下実施例等により本発明を説明するが、以下
の実施例は本発明の典型的な具体例を示すものに
すぎず、本発明はこれらによつて限定されるもの
ではない。 実施例１〜４及び比較例１〜４ 熱分解器として約1100℃の加熱輻射炉内を３往
復して蛇行する内径30mm、長さ27ｍの改良HP
（ASTM−A297で規定されているHPの耐熱性を
更に改良した材料）製流路を用い、その入口に第
１供給部、その4.5ｍ下流に第１温度測定点、入
口から9.0ｍ下流に第２供給部、入口から13.5ｍ
下流に第２温度測定点、入口から18ｍ下流に第３
供給部、入口から22.5ｍ下流に第３温度測定点を
設けたものを用いた。比較例に於ては上記と同様
の熱分解器で上記第２及び第３供給部のない点だ
け異なるものを用いた。 供給機構としては、各例の第１供給部では主水
蒸気流で重質油の霧化を行なうアトマイザーノズ
ル、各実施例の第２〜３供給部では、Ｔ字形管路
の横方向管路を水蒸気が通り、この管路に向つて
縦方向管路から重質油が圧送され、水蒸気の出口
側が両者の噴出側となる形式のノズルを用い、水
蒸気は圧力25Kg／cm2の飽和水蒸気を利用した。ま
たノズルからの噴出混合物の噴出速度（実際上は
水蒸気の噴出速度と等しいと仮定する）が該混合
物が供給される相手の水蒸気流（但しより上流の
供給部から供給された重質油又はその分解物を含
む）の流速より小さくはない様にし、またその噴
出方向は該相手の水蒸気流と略順流方向とした。
尚熱分解器出口の反応圧力は15Kg／cm2Ｇとした。 用いた原料油は重量比でアラビアンライト系48
〜50％、カフジ系48〜50％、イラニアンヘビイ１
〜４％の組成を有する同一の原油から得られた常
圧残渣油で、 比 重 0.944 炭素／水素重量比
7.08（Ｃ：85.0wt％、Ｈ：12.0wt％） 動粘度（50℃） 67.3cT 総発熱量 10440Kcal／Kg のものを用いた。 また全例に於て、上記熱分解器からの生成物流
は、そのまま外側に断熱保温層及び鋼製外装を施
した耐熱鋼製導管を介し、触媒が充填された耐熱
耐火レンガ製管路で外側に断熱保温層及び鋼製外
装を施した直径400mm、長さ３ｍの改質器に流入
させ、接触的水蒸気改質を行なわせた。触媒とし
てはCaO／Al2O3の重量比52／48の混合物を成形
焼成して得た直径10mmの球を前段に長さ1.5ｍ分
（約171Kg）充填し、後段にはCaO／Al2O3／NiO
の重量比32／51／15の混合物を成形焼成して得た
直径10mmの球を後段に長さ1.5ｍ分（約190Kg）充
填して用いた。なお改質器の最上流部の上記入口
付近に添加ガス入口を設け、適当な量の空気を流
入させて被接触反応物の一部を燃焼させ、発生す
る燃焼熱で接触反応の吸熱に伴う温度低下を補う
ようにした。 上記した以外の各種条件及び結果等を表１にま
とめて示した。なお、比較例２及び４では圧力損
失が実験開始後間もなく大きく乱れ、遂に夫々２
時間及び1.5時間後に圧力損失の過大の為運転不
能となつた。従つてこれらではガス分析等を省略
すると共に添加空気量の表記を省いた。 また第２及び第３供給部で用いた飽和水蒸気の
量は夫々何れも高々主水蒸気流の２〜３％程度で
あるので、主水蒸気量に含め表示した。 ガス組成の分析はガスの乾燥後、ガスクロマト
グラフ法によつた。 熱分解器ガス出口ガス化率は供給された重質油
の含有する炭素原子の量に対する熱分解器出口か
ら得られたガスの含有する炭素原子の割合であ
る。 比較例１と２並びに比較例３と４の比較から、
上記熱分解器と重質油の組合せに於ては、限界
Ｓ／Ｃ比が5.5付近にあると見られる。上記の如
く、比較例２及び４ではＳ／Ｃ比を5.0付近にし
ただけで圧力損失の過大化により1.5〜２時間で
運転不能となつたが、実施例１〜３ではＳ／Ｃが
合計で4.0付近まで下げられたにもかかわらず、
充分長い時間の運転が可能であつた。また実施例
４の合計Ｓ／Ｃは比較列１のＳ／Ｃと同一である
が、熱分解器出口ガス化率が比較例１の場合より
も５％も高く、本発明の方法の有効さを示してい
る。 また比較例は全て第１測定点の温度が実施例に
比して著しく低いので、全体としての効率が下つ
ていると考えられる。 本発明の結果を実施例１を代表的に取り上げて
詳細に説明すると、重質油は１つの予熱槽で200
〜300℃に加熱されて良好な流動性を与えられ、
保温配管により分流されて第１〜第３供給部に送
られる。第１供給部直後の流路内では水蒸気400
Kg／Hr、重質油32Kg／Hrの割合で供給されるの
で、Ｓ／Ｃは約9.75である。第２供給部までに消
費された水蒸気量を差引いた水蒸気に対して第２
供給部から24.4Kg／Hrで重質油が供給されるの
で第２供給部直後のＳ／Ｃは約12.5である。同様
にして第３供給部直後のＳ／Ｃは14.7である。こ
の様に本発明の方法では反応流路中の各供給部直
後のＳ／ＣをＳ／Ｃ比の最少倍率よりも充分大き
くとり、且つ蒸気量中のH2O分子数と供給され
る全重質油中の炭素原子数の比（合計Ｓ／Ｃ）は
限界Ｓ／Ｃ比よりも充分小さくすることができて
既述の諸効果が得られる。
【表】
Claims (1)
- １ 蒸発気化し得ない高分子量炭化水素類を含有
する重質油を水蒸気の存在下且つ酸素不存在下、
熱分解流路内で熱分解して水素と一酸化炭素を主
要成分として含有する接触的水蒸気改質用原料ガ
スを製造する方法に於て、重質油の該流路への供
給が、該流路起点に設けられる第１供給部及びそ
れよりも下流に設けられる少くとも１つの後続供
給部から、分割してなされることを特徴とする重
質油熱分解の方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14059482A JPS5930701A (ja) | 1982-08-13 | 1982-08-13 | 重質油熱分解の方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14059482A JPS5930701A (ja) | 1982-08-13 | 1982-08-13 | 重質油熱分解の方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5930701A JPS5930701A (ja) | 1984-02-18 |
| JPH044961B2 true JPH044961B2 (ja) | 1992-01-30 |
Family
ID=15272320
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP14059482A Granted JPS5930701A (ja) | 1982-08-13 | 1982-08-13 | 重質油熱分解の方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5930701A (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| RU2616604C1 (ru) * | 2016-02-10 | 2017-04-18 | Самир Энвер оглы Мамедов | Способ пиролиза углеводородов |
| KR102753111B1 (ko) * | 2021-09-27 | 2025-01-15 | 한국에너지기술연구원 | 열분해유 가스화 시스템 |
Family Cites Families (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5032106A (ja) * | 1973-07-25 | 1975-03-28 |
-
1982
- 1982-08-13 JP JP14059482A patent/JPS5930701A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5930701A (ja) | 1984-02-18 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US4740290A (en) | Process for thermal cracking of heavy oil | |
| US2809104A (en) | Gasification of liquid fuels | |
| KR101150660B1 (ko) | 탄화수소 공급원료 열분해 방법 및 열분해 반응기 시스템 | |
| CN107429175B (zh) | 用于制备合成气体的方法和设施 | |
| US4952743A (en) | Process and apparatus for the conversion of hydrocarbons | |
| US7744753B2 (en) | Coking apparatus and process for oil-containing solids | |
| FI68075B (fi) | Saett och anordning foer framstaellning av en huvudsakligen kooxid och vaetgas innehaollande gas ur kol- och/eller kolv aeehaltigt utgaongsmaterial | |
| US20100314290A1 (en) | Fluid catalytic cracking process including flue gas conversion process | |
| US4276153A (en) | Process for thermal cracking of hydrocarbons and apparatus therefor | |
| EP3271652A1 (en) | Chemical looping combustion process with multiple fuel reaction zones and gravity feed of oxidized particles | |
| SK281677B6 (sk) | Spôsob konverzie tekutých uhľovodíkov | |
| US3941681A (en) | Process for converting inferior heavy oil into light oil and gasifying the same | |
| JPH044961B2 (ja) | ||
| EP0059772B1 (en) | Crude oil cracking using partial combustion gases | |
| US3868226A (en) | Reaction vessels | |
| JPS6325039B2 (ja) | ||
| US3992165A (en) | Fuel reformation system | |
| JPS62502343A (ja) | 炭化水素類の熱分解 | |
| JPS5930703A (ja) | 重質油の熱分解方法 | |
| US4140583A (en) | Processing of lignite for petrochemicals | |
| US4060393A (en) | Apparatus for treating raw material with a treating gas | |
| JP4608614B2 (ja) | ２段反応装置の制御方法 | |
| JPS5930704A (ja) | 重質油熱分解法 | |
| CA2966243C (en) | Method and plant for the production of synthesis gas | |
| JPS58223602A (ja) | 重質油の水蒸気改質法 |