BE488064A - - Google Patents

Info

Publication number
BE488064A
BE488064A BE488064DA BE488064A BE 488064 A BE488064 A BE 488064A BE 488064D A BE488064D A BE 488064DA BE 488064 A BE488064 A BE 488064A
Authority
BE
Belgium
Prior art keywords
sep
reaction
oxygen
propane
zone
Prior art date
Application number
Other languages
French (fr)
Publication of BE488064A publication Critical patent/BE488064A/fr

Links

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C10—PETROLEUM, GAS OR COKE INDUSTRIES; TECHNICAL GASES CONTAINING CARBON MONOXIDE; FUELS; LUBRICANTS; PEAT
    • C10G—CRACKING HYDROCARBON OILS; PRODUCTION OF LIQUID HYDROCARBON MIXTURES, e.g. BY DESTRUCTIVE HYDROGENATION, OLIGOMERISATION, POLYMERISATION; RECOVERY OF HYDROCARBON OILS FROM OIL-SHALE, OIL-SAND, OR GASES; REFINING MIXTURES MAINLY CONSISTING OF HYDROCARBONS; REFORMING OF NAPHTHA; MINERAL WAXES
    • C10G9/00—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils
    • C10G9/34—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils by direct contact with inert preheated fluids, e.g. with molten metals or salts
    • C10G9/36—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils by direct contact with inert preheated fluids, e.g. with molten metals or salts with heated gases or vapours
    • C10G9/38—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils by direct contact with inert preheated fluids, e.g. with molten metals or salts with heated gases or vapours produced by partial combustion of the material to be cracked or by combustion of another hydrocarbon

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Oil, Petroleum & Natural Gas (AREA)
  • Combustion & Propulsion (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
  • General Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Organic Low-Molecular-Weight Compounds And Preparation Thereof (AREA)

Description

       

   <Desc/Clms Page number 1> 
 



  Procédé de cracking oxydant d'hydrocarbures non-aromatiques et produits gazeux obtenus au moyen de ce procédé. 



   La présente invention est relative au cracking oxy- dant d'hydrocarbures non-aromatiques contenant au moins deux atomes de carbone par molécule et à l'emploi de cette réaction de manière à produire un ga, convenant particulièrement à l'em- ploi comme combustible dans les systèmes de distribution de gaz de ville. 



   La consommation en gaz de ville varie dans de larges limites, particulièrement en raison des variations dans les conditions atmosphériques, avec des pointes journalières nui, dans les conditions critinues de certains jours de l'année, at- teignent deux fois ou plus la demande normale. Le procédé selon l'invention a particulièrement pour but de fournir un moyen éco-   nomique   de production de gaz supplémentaire, interchangeable avec celui constituant la distribution normale dans la même zone, de   faon   à   satisfaire   à ces pointes critiques occasion- nelles ou à remédier à un manque accidentel de fourniture nor- male en gaz. 



   Le procédé   ue   l'on va décrire a pour caractéristique de pouvoir fournir à volonté du gaz de pouvoir   calorifinue   com- pris entre 4900 et 11.600 kilocalories environ par mètre cube, dont le taux de combustion et les autres caractéristiques permet tent une interchangeabilité exceptionnelle avec les gaz normaux de charge utilisés généralement dans ces limites et comprenant du gaz à l'eau carburé, du gaz de four à coke, du gaz naturel 

 <Desc/Clms Page number 2> 

 et des mélanges de ces gaz, tels ou'ils sont   employésour   satis- faire aux fournitures économiaues des différentes localités. 



   Le propane et le butane et leurs mélanges contenant souvent des Quantités variables des oléfines correspondantes, propylène et butylène, sont très employés en mélange avec de 1' air comme substitut au gaz de ville ou gaz de pointe. Mais ils comportent de sérieuses limitations et des inconvénients pro- venant de la densité élevée et du faible taux de combustion de ces mélanges, comparativement aux gaz ordinaires de même pou- voir calorifioue.

   C'est ainsi que, pour fournir un taux simi- laire de combustion et une continuité sûre de la flamme dans les applications domestinues, il est nécessaire de fournir des mélan- ges de propane et d'air d'environ 12. 400 kilocalories par mètre cube pour remplacer une fourniture normale de gaz naturel de 8. 900 kilocalories environ ou un mélange propane-air de   10.2 00   à 10. 700 kilocalories pour remplacer ou constituer un supplément à un gaz mixte ordinaire formé de 50 parties de gaz naturel et 50 parties de gaz de four à coke de 7. 100 kilocalories. On voit donc oue le pouvoir calorifinue est notablement plus élevé oue celui du gaz ordinaire.

   On remédie à cette perte effective de valeur therminue en transformant, au moyen du présent procédé, le propane et le butane et gaz similaires liouéfiés du pétrole, en un gaz de densité plus faible brûlant plus vite. Ledit procé- dé sera désigné ci-après sous le nom de procédé "autothermique". 



  Il est remarnuable en ce nue cette transformation est effectuée moyennant une consommation de puissance thermique inférieure à 5% du pouvoir calorifinue total du gaz de pétrole liauéfié et autres mélanges d'hydrocarbures de charge. 



   Le présent procédé a pour autre mérite de ne comporter que des frais d'installation très faibles, de telle sorte   aue   les frais fixes, ouand l'installation ne fonctionne pas, sont eux-mêmes faibles. 



   Une autre caractéristique du procédé est   u'il   est susceptible d'un degré élevé de réglage automatioue, de telle sorte que les frais de fonctionnement sont minimes. 

 <Desc/Clms Page number 3> 

 



   Dans l'un de ses modes de mise en oeuvre, la présen- te invention comporte le préchauffage séparé de deux courants, l'un comprenant un hydrocarbure non-aromatique contenant au moins deux atomes de carbone par molécule, l'autre comprenant de l'air ou un gaz contenant de l'oxygène en quantité supérieu- re à 20% en volume, à une température comprise entre 540 et 8700 C, par échange de chaleur avec des produits gazeux de réac tion chauds provenant de l'opération décrite   ci-aprè,   le   mélan   ge mutuel intime des courants préchauffés dans des proportions telles que la teneur en oxygène soit de 10 à 35 parties envi- ron en poids pour 100 parties d'hydrocarbure,

   l'évacuation du mélange ainsi obtenu dans une zone de réaction et la mise en ré action dans ladite zone de l'hydrocarbure et de l'oxygène dans des conditions sensiblement adiabatinues, l'extraction des pro- duits chauds de la réaction de ladite sone, en échange indirect de chaleur avec les courants entrants, et la récupération des produits refroidis de la réaction. 



   Dans un mode de mise en oeuvre plus particulier, la présente intention se rapporte à un procédé destiné à diminuer la densité et le pouvoir calorifique du propane, ledit procédé comprenant le préchaufiage séparé d'un courant de propane et d' un courant d'air à une température comprise entre 650 et   7600   C environ par échange indirect de chaleur avec les produits chauds de la réaction obtenus comme décrit ci-après, le mélange intime des courants préchauffés dans des proportions telles que la teneur en oxygène soit comprise entre 15 et 45 volumes en- viron du propane présent, l'évacuation du mélange ainsi obtenu dans une zone de réaction et la réaction dans cette zone du propane et de l'oxygène dans des conditions sensiblement adia-   batiues,   l'extraction des produits chauds de la réaction de la dite zone,

   en échange indirect de chaleur avec les courants gazeux entrants et la récupération des produits refroidis de la réaction, l'échange de chaleur et les pertes de chaleur pro- venant de la zone de réaction étant contrôlés de manière à don- ner un rendement de combustion supérieur à 50% environ, et le 

 <Desc/Clms Page number 4> 

 pourcentage d'oxygène, relativement au propane, dans le mé- lange réactionnel étant en corrélation avec le rendement de la combustion de manière à se trouver entre les droites AB et CD du graphinue de la Fig.I qui sera   décritpar   la suite) pour obtenir le pouvoir calorifique désiré et la densité voulue des gaz de réaction. 



   En résumé, le présent procédé comprend le préchauffa- ge séparé d'un courant d'air ou d'oxygène et d'un courant d' hydrocarbure tel nue du propane à une température comprise entre 540 et 870  C environ, en employant la chaleur contenue dans les produits gazeux pour fournir ce préchauffage par é- change de chaleur, le mélange complet et très rapide de ces deux courants de charge préchauffés séparément à une tempéra- ture supérieure à celle à laouelle ils réagissent entre eux spontanément par combustion partielle, la durée de séjour dans la zone de mélange étant plus faible nue celle employée dans la zone suivante de réaction,

   l'abandon du mélange à la réac- tion dans des conditions sensiblement adiabatioues dans une zone de réaction conçue de manière à entretenir l'agitation des gaz réagissants et le refroidissement des produits de la réac- tion par échange de chaleur avec les courants entrants d'hydro- carbure et d'air. 



   Dans ce procédé, il y a combustion partielle d'une partie du courant d'hydrocarbure, donnant de l'oxyde de carbone de l'hydrogène, une certaine quantité d'eau et des ouantités plus faibles d'anhydride carbonique. Une plus grande partie de l'hydrocarbure est décomposée thermiquement par cracking en donnant de l'hydrogène, du méthane, de l'éthylène et des quan- tités plus faibles d'autres gaz. Une quantité plus ou moins grande d'hydrocarbure non décomposé peut être présente égale- ment dans les gaz produits, suivant la quantité d'oxygène par rapport à la ouantité d'hydrocarbure présente dans les courants de charge et l'importance consécutive des réactions de combus- tion et de cracking qui se produisent.

   Ainsi, la chaleur engen- drée par les réactions de combustion fournit la chaleur néces- 

 <Desc/Clms Page number 5> 

 saire aux réactions endothermiques de cracking et aux pertes' de chaleur qui se produisent au cours du processus. Une carac-   téristioue   particulière du présent procédé est que l'opéra- tion est conduite d'une manière telle nue ces pertes de chaleur sont réduites au minimum; outre qu'elles participent propor- tionellement au coût du procédé, elles influent directement sur la auantité du gaz produit. 



   Ceci devient clair si l'on considère oue lorsou'on emploie de l'air -qui est la source d'oxygène la plus pratique- si on utilise plus nue la quantité d'air minimum pour obtenir le degré désiré de cracking et la production consécutive de com posants de faible densité et de taux élevé de combustion,   nota::   ment d'hydrogène, d'éthylène et de méthane, cela se traduira par une dilution plus élevée des gaz produits dans l'azote. 



  Cette dilution dans l'azote augmente la densité, retarde la vi- tesse de combustion et abaisse le pouvoir calorifique. 



   Cette relation entre la nualité du gaz produit, le rapport oxygène/hyurocarbure dans les courants de charge et le rendement   thermiaue   de l'ensemble du procédé est représentée par le   graphioue   de la Fig.I, relatif à la série des gaz pou- vant   tre   obtenus à partir du propane. On obtient des   graphique-   similaires avec d'autres charges d'hydrocarbures, telles que du butane ou des mélanges contenant ou non des oléfines corres- pondantes, ou des mélanges avec des hydrocarbures à poids molé- culaire supérieur. 



   Dans la Fig. I,   l'abcisse   X indinue la densité du gaz par rapport à la densité .de l'air(égale à 1) et l'ordonnée Y indinue la valeur calorifique en kilocalories par mètre cube. 



  La Fig. I montre la relation de la concentration en oxygène, de la densité et du pouvoir calorifinue dans le cas du cracking oxydant du propane, pour divers rendements de combustion allant de 50 à   100%   (zone délimitée par les droites A-B et C-D) com- parativement avec les mélanges simples de propane et d'air re- présentés par la droite G-H. Les droites A-B, C-D et E-F en 

 <Desc/Clms Page number 6> 

 traits pleins, représentent les   densités   en fonction de la va- leur calorifique totale, respectivement pour des rendements de combustion de 100%, 50   %   et 75%.

   Les droites en traits pleins coupant les droites A-B,   C-D   et E-F à angle aigu   indiauent   les molécules pour cent d'oxygène, par rapport au propane, de 15 à 45 %, chaaue droite succesive indinuant un accroissement de   5%.   



  Les droites en traits interrompus coupant les droites en traits pleins dans la zone A B C D indiauent le propane ayant réagi entre 40 et 95 %, Les points en pour cent marqués sur la droite G-H indiquent les molécules pour cent d'oxygène dans le mélange propane-air. 



   Pour interpréter ce graphiaue, il est commode de dé- finir le rendement thermioue du procédé de deux manières diffé- rentes. En premier lieu, on désigne le rapport, exprimé en pour- centage, de la teneur calorifique totale de l'ensemble des gaz sortants à celui de l'hydrocarbure entrant par l'expression- "rendement thermiaue brut', savoir : m3 x Kcal/m3 valeur calorifi- que brute des gaz produits 
 EMI6.1 
 Rendement thermioue brut 100 x###################### 
Rendement   thermioue   brut % - 100 xm3 x   Kcal/m'   valeur calorifi- que brute de l'hydrocarbure de charge. 



   En second lieu, on désigne par l'expression :   ment de combustion" le rapport, exprimé en pourcentage, de la   chaleur absorbée par les réactions de cracking intervenant, divi- sée par la chaleur engendrée par les réactions de combustion. 



   Ainsi, la   auantité   minimum théorioue d'oxygène recuise pour obtenir un degré déterminé de cracking et donc, quand on emploie de l'air, la quantité minimum d'azote présent dans le produit gazeux, est   atteintepour   un rendement de combustion de 100%, quand il n'y a pas de pertes de chaleur dans le système. Ceci correspond théoriquement à une installation parfaitement isolée et possédant des échangeurs de chaleur tels que la totalité de la chaleur des produits gazeux dont la température est supéri- eure à la température des courants de charge à l'entrée est tra 

 <Desc/Clms Page number 7> 

 férée auxdits courants de charge.

   Dans un tel cas il est clair que puisqu'il n'y a aucune perte de chaleur dans le système, le pouvoir calorifique total des gaz produits doit être égal    à celui de la charge ; dans le cas idéal, un rendement de   combustion de   100 %   coïncide avec un rendement thermique brut de 100 %. 



   Aux valeurs pratioues du rendement de combustion tel- les que celles obtenues au laboratoire et dans une petite instal lation d'essai, ces rendements étant par exemple de 55 à 50 %, avec une perte de 22 à 27 % de la chaleur libérée par la com- bustion à travers l'isolant et de 23% résultant du rapport de la température de 1930 C. des gaz produits à la température de 27  C des gaz entrants, les expériences montrent que le ren- dement thermique brut varie de 98% à   95,5   suivant le degré de cracking. Il est de plus évident qu'à plus grande échelle la perte proportionnelle de chaleur par l'isolement peut être ré- duite de dix fois au moins, avec réduction correspondante des Quantités d'oxygène chargé et du gaz de combustion.

   On peut ain- si prévoir des rendements pratinues de combustion de 75 %, avec des rendements   thermiaues   bruts de 99 à 97,5 %. 



   Si l'on se reporte au graphiaue de la Fig. I, oui est la corrélation des données provenant de nombreuses expériences, dont certaines sont données ci-après à titre d'exemples, on voit oue si on emploie une installation ayant un rendement d' échange de chaleur et un isolement thermioue suffisants pour ob- tenir un rendement de combustion de 50 %, et au'on mélange par exemple dans cette installation de l'air contenant 79 parties d' azote et 21 parties d'oxygène en volume avec 100 volumes, de pro- pane, par exemple suivant le rapport air/propane de 1/1, on ob- tiendra un produit gazeux de densité de 1,03 (air = 1) et de pouvoir calorifique de 9185 kcal. par mètre cube. Ce gaz   contien   dra 33 % d'azote et autres composants, suivant le tableau 1. 

 <Desc/Clms Page number 8> 

 



  - TABLEAU 1 - Cracking autothermique du propane. 



  Répartition des produits provenant de la canalisation, d'après des données expérimentales sur les composants séparés. 



  Mois. pour 100 mols. de propane de charge, d'après le pourcen- tage de transformation du propane. 
 EMI8.1 
 
<tb> 



  40 <SEP> 50 <SEP> 60 <SEP> 70 <SEP> 80 <SEP> 90 <SEP> 95 <SEP> 97,5
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Craoués
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> H2 <SEP> 12,7 <SEP> 14,2 <SEP> 19,0 <SEP> 21,4 <SEP> 20,55 <SEP> 20,2 <SEP> 21,4 <SEP> 22,3
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> CH4 <SEP> 17,6 <SEP> 23,9 <SEP> 31,25 <SEP> 39,0 <SEP> 47,9 <SEP> 57,7 <SEP> 63,8 <SEP> 66,9
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2 <SEP> H2 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0, <SEP> 2 <SEP> 0,7 <SEP> 1, <SEP> 7 <SEP> 2,5 <SEP> 3, <SEP> 6 <SEP> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2H4 <SEP> 17,8 <SEP> 25,9 <SEP> 34,1 <SEP> 42,3 <SEP> 50,0 <SEP> 57,3 <SEP> 60,5 <SEP> 61,7
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2H6 <SEP> 1,1 <SEP> 1,6 <SEP> 2,1 <SEP> 2,6 <SEP> 3,1 <SEP> 3,3 <SEP> 3,0 <SEP> 2,4
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C3H6 <SEP> 11,1 <SEP> 13,7 <SEP> 15,

  2 <SEP> 15,7 <SEP> 14,2 <SEP> 10,5 <SEP> 7,5 <SEP> 5,0
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C3H8 <SEP> 60,0 <SEP> 50, <SEP> 0 <SEP> 40,0 <SEP> 30,0 <SEP> 20, <SEP> 0 <SEP> 10, <SEP> 0 <SEP> 5, <SEP> 0 <SEP> 2,5
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C4H8 <SEP> 1,4 <SEP> 1,7 <SEP> 2,1 <SEP> 2,5 <SEP> 3,0 <SEP> 3,0 <SEP> 2,0 <SEP> 1,2
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C6H6 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0,13 <SEP> 0,28 <SEP> 0,8 <SEP> 2 <SEP> , <SEP> 0 <SEP> 2,8
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Brûlés
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> CO <SEP> 11,1 <SEP> 13,4 <SEP> 16,0 <SEP> 18,4 <SEP> 21,4 <SEP> 27,6 <SEP> 32,3 <SEP> 37,3
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C02 <SEP> 5,5 <SEP> 6,7 <SEP> 8,0 <SEP> 9,2 <SEP> 10,6 <SEP> 11,6 <SEP> 11,9 <SEP> 12,0
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> H20 <SEP> 16,5 <SEP> 20,7 <SEP> 24,

  9 <SEP> 29,1 <SEP> 33,3 <SEP> 36,5 <SEP> 37,8 <SEP> 38,3
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> H2 <SEP> 5,6 <SEP> 6,1 <SEP> 7,1 <SEP> 7,7 <SEP> 9,3 <SEP> 15,9 <SEP> 21,2 <SEP> 27,5
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> N2 <SEP> 72,6 <SEP> 89,4 <SEP> 107,0 <SEP> 124,0 <SEP> 142,8 <SEP> 164,2 <SEP> 176,5 <SEP> 187,5
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Oxygène
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Mols/100 <SEP> de <SEP> charge <SEP> 19,3 <SEP> 23,75 <SEP> 28,45 <SEP> 32,95 <SEP> 37,95 <SEP> 43,65 <SEP> 46,95 <SEP> 49,8
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> poids <SEP> % <SEP> de <SEP> charge <SEP> 14,0 <SEP> 17,3 <SEP> 20,7 <SEP> 23,2 <SEP> 27,6 <SEP> 31,8 <SEP> 34,2 <SEP> 36,2
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Gaz <SEP> produit
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Densité <SEP> -  <SEP> 1,050 <SEP> 1,014 <SEP> 0,571 <SEP> 0,935 <SEP> 0,

  912 <SEP> 0,875 <SEP> 0,855 <SEP> 0,83
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Pouvoir <SEP> calorifique <SEP> 9817 <SEP> 8749 <SEP> 7761 <SEP> 7040 <SEP> 6372 <SEP> 5571 <SEP> 5171 <SEP> 4859
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Litres <SEP> de <SEP> C3H8
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> par <SEP> m3 <SEP> de <SEP> gaz <SEP> 1,648 <SEP> 1,474 <SEP> 1,313 <SEP> 1,193 <SEP> 1,085 <SEP> 0,954 <SEP> 0,891 <SEP> 0,8375
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Rendt <SEP> thermiaue
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> brut <SEP> 97,9 <SEP> 97,3 <SEP> 97,3 <SEP> 97,0 <SEP> 96,8 <SEP> 95,8 <SEP> 95,6 <SEP> 95,4
<tb> 
 + Comptés sec : d'après le tableau de Hanna &   Matterson,   Oil & 
Gaz Journal, 11 janv. 1947, p. 61. Pouvoir calorifique en 
Kcal/m3 à 25    C.   

 <Desc/Clms Page number 9> 

 



   Le rendement thermiaue brut de l'opération sera de 97.5. A titre de comparaison, un gaz de même pouvoir calorifi- que obtenu avec un rendement de combustion de   75 % aura   une den site de 0,96 et une teneur en azote de 30,5 %, et représentera un rendement thermique brut de 98,7 5. Au contraire, un mélange de propane et d'air de ce pouvoir   calorifiaue   aura une densité de 1,22 et une teneur en azote de 47 %, et un mélange de pro- pane et d'air possédant des   caractéristinues   de combustion per- mettant l'interchangeabilité aura une densité supérieure à 1,3. 



  Le graphique fournit des comparaisons similaires pour toute la gamme de valeurs calorifiques d'un intérêt pratioue. 



   Il est également remarnuable, si l'on compare le gaz obtenu au moyen du présent procédé autothermique avec celui ob- tenu par simple mélange des mêmes hydrocarbures avec l'air, que le volume d'air nécessaire est beaucoup moindre et le prix de compression de l'air sensiblement réduit. Ceci apparaît nette- ment du graphique et s'explique si l'on note oue, dans la pro- duction du gaz autothermique, le volume dudit gaz est nettement supérieur à la somme des volumes des deux gaz de charge, même   si l'hydrocarbure chargé est traité à l'état gazeux ; bienque   dans la pratique, la charge d'hydrocarbure soit de préférence introduite à l'état linuide dans l'échangeur de chaleur.

   Ainsi, par exemple : 
Vol.   air/100   vol. propane gazéifié 
 EMI9.1 
 
<tb> Pouvoir <SEP> calorifi- <SEP> Autothermique <SEP> Autothermique <SEP> Mélange
<tb> 
<tb> que <SEP> du <SEP> gaz <SEP> 75% <SEP> 50% <SEP> propane-
<tb> 
<tb> 
<tb> kcal/m3 <SEP> Rend.Combustion <SEP> Rend.combustion <SEP> air
<tb> 
<tb> 5340 <SEP> 176 <SEP> 214 <SEP> 303
<tb> 
<tb> 
<tb> 8900 <SEP> 96 <SEP> 107 <SEP> 151
<tb> 
 
Ainsi, le procédé autothermiaue réduit la capacité du compresseur d'air par rapport à celle nécessaire pour un gaz de même pouvoir calorifioue obtenu par mélange direct avec l'air, dans la proportion du tiers environ, ou davantage.

   Ceci constitue un autre facteur contribuant à obtenir une très basse teneur en azote et par conséquent une faible densité et une 

 <Desc/Clms Page number 10> 

 grande vitesse de combustion du gaz   autothermioue.   



   En second lieu, le graphique de la Fig. I et le tableau 1 fournissent le moyen de prévoir et de régler la qua- lité du gaz produit dans les limites désirées pour une situa- tion locale quelconque. 



   Le tableau, qui   résumees   données expérimentales d' un très grand nombre d'opérations, fournit une autre preuve des caractéristioues remarquables du procédé. Une importante partie de la contribution à la faible densité désirable du gaz produit provient de la nature peu ordinaire des produits de la combustion qui, en particulier pour les rapports supérieurs   oxygène/hydrocarbure,   sont caractérisés par des quantités rela- tivement élevées d'hydrogène libre et d'oxyde de carbone. Cet- te aractéristique remar uable est contraire à ce à quoi on pouvait normalement s'attendre. 



   Les expériences ont montré que le succès pratique de l'opération, concernant à la fois l'élimination des arrêts du mélangeur par dépôt de coke et le rendement en produit ga- zeux de composition intéressante et riche en hydrogène, dépend en grande partie d'un mélange intime   jusau'à   homogénéité sen- siblement complète des gaz de charge en un temps ou un volume assez faibles pour nue le degré de réaction ait été faible   et ¯   que pour obtenir des rendements therminues élevés avec dilu- tion minimum des produits gazeux dans l'azote, il est néces- saire nue le mélange soit effectué à une température supérieure à celle à   lanuelle   la réaction mutuelle se produit spontané- ment, cette température étant d'environ 540 -   595     C,

   suivant la composition de l'hydrocarbure et la pression. Un bon mélan- ge dans ces conditions augmente donc les bénéfices importants et imprévus de l'opération. 



   L'on a trouvé en outre que, pour éliminer le dépôt d coke dans la zone de réaction et pour réduire au minimum la formation d'anhydride   carbonioue,   il est bon oue cette zone de réaction soit en matière réfractaire exempte de fer. Il est bon de plus que la zone de réaction ait une forme, avec ou 

 <Desc/Clms Page number 11> 

 sans chicanes ou garnissage de morceaux réfractaires, qui en- tretienne une vive agitation des gaz réagissants, de manière à obtenir une récation complète de l'oxygène présent dans le mélange et une concentration en oxygène du produit final infé- rieure à 0,3% environ, avec dégagement de la totalité de la chaleur exothermique potentielle de la réaction et besoins mini- ma en air pour l'obtention du degré de cracking désiré. 



   Il a été en outre trouvé ou'il était bon de maintenir des conditions adiabatiques le plus complètement possible dans la zone de réaction plutôt que de combiner ou faire chevaucher la zone d'échange de chaleur avec la zone de réaction. Si l'on retire de la chaleur de la 3one de réaction, la température de cette zone diminue et la réaction de cracking est notablement retardée. Il y a en même temps tendance à dépôt de coke sur les   suriaces   exposées aux gaz réagissants qui sont plus froids, en particulier sur les surfaces extérieures de l'échangeur de cha- leur. Il est également indésirable du point de vue industriel d'exposer des surfaces métalliques d'échange de chaleur aux tem pératures de pointe que l'on rencontre dans la   one   de réaction. 



   Ainsi, l'installation nécessaire au présent procédé consiste essentiellement en trois parties distinctes qui, pour des raisons de commodité de construction et de rendement ther- mique, sont-étroitement contiguës, mais ne chevauchent pas. Ce sont une ou plusieurs zones d'échange de chaleur, d'un rende- ment therminue élevé, qui peuvent avantageusement être métalli- nues en partie en alliage d'acier, de construction tubulaire, dans lesquelles la chaleur des gaz produits est transférée aux charges entrantes séparées d'hydrocarbure et d'air, de manière à les chauffer au-dessus de 540  C, les gaz produits étant re- froidis en contre-courant au-dessous de 2600 C;

   une zone de mé- lange de faible volume, métallique ou en matière réfractaire, dans laquelle les courants de charge sont intimement mélangés jusqu'à homogénéité à peu près complète, sans perte ou gain important de température; une   one   de réaction isolée, en ma- tière exempte de fer ou revêtue d'une matière exempte de fer, dans laquelle on entretient une vive agitation des gaz   réagis-   

 <Desc/Clms Page number 12> 

 sants. On doit toutefois noter que les dispositifs d'échange indirect de chaleur utilisables dans le présent procédé ne sont pas limités nécessairement aux échangeurs   métallioues   de con- struction tubulaire.

   On peut employer des dispositifs de trans- fert de chaleur tels oue des chambres garnies d'un empilage de briques qui est soumis alternativement à l'action des pro- duits chauds de la réaction et des courants froids de charge. 



  On peut de même employer des réchauffeurs à cailloux dans les- nuels un lit mobile de cailloux ou autre substance solide, in- erte et granulaire est mis en cycle ininterrompu dans une zone où il entre en contact avec les produits chauds de la réaction, puis dans des zones dans lesquelles il entre en contact avec   les courants de charge ; peut également employer des agents   fluides de transfert de chaleur, comme de la vapeur d'eau, etc. entre les gaz chauds de la réaction et les courants de charge. 



  On n'emploie ces moyens que si l'on ne peut obtenir autrement des rendements de combustion de 50% environ au   moins.Normale-   ment, on préfère des échangeurs de chaleur métalliques tubu- laires en raison de leur grande efficacité. 



   L'on a trouvé nue les pertes totales de chaleur dans le présent procédé peuvent être facilement réduites à moins de 50   '% de   la chaleur engendrée par les réactions de combus- tion. Avec une installation judicieuse à l'échelle industrielle, on peut obtenir des pertes de chaleur ne dépassant pas 25 % de la chaleur engendrée,   c'est-à-dire   des rendements de com- bustion de 75 % ou davantage. 



   Les charges d'hydrocarbures employées de préférence comprennent les hydrocarbures   non-aromatinues   contenant deux atomes de carbone par molécule, ou davantage. On peut employer des cycloparaffines, des essences non-aromatioues et des naphtes légers et lourds, mais la charge préférée est consti- tuée par les hydrocarbures les plus volatils et des mélanges de rapport hydrogène/carbone élevé, surtout des paraffines, le prc pane et le butane. Ils présentent l'avantage au'on peut se les procurer avec une teneur en soufre très faible de telle sorte 

 <Desc/Clms Page number 13> 

 que l'on peut supprimer la purification du gaz produit par   éli=   mination des composés sulfurés. 



   Le courant contenant de l'oxygène est ordinairement de l'air, mais on peut également utiliser des mélanges plus concentrés d'oxygène avec de l'azote ou d'autres gaz, jusqu'à et y compris de l'oxygène pur. 



   Pour une charge donnée d'hydrocarbures, la propor- tion d'oxygène par rapport à l'hydrocarbure chargé dans le sys- tème réactionnel constitue la variable réglable du présent pro- cédé en raison de ce qu'elle définit - comme le montre le gra-   phinue   de la Fig. I du tableau 1 - conjointement avec le ren- dement de combustion, les relations densité-valeur calorifique- composition du produit. Et dans la   pratioue,   dans tout appareil de réaction donné, le rendement de combustion est prédéterminé dans des limites étroites par la conception surtout par les dimensions des échangeurs de chaleur et le degré d'isolement entourant la zone de réaction et les parties les plus chaudes des échangeurs de chaleur. 



   Il est ainsi possible, sans autre modification ex- térieure des conditions ou des débits, de faire varier la com- position et les propriétés du gaz produit entre de larges limi- tes, simplement en faisant varier la quantité d'air introduite. 



  D'une manière générale la quantité d'oxygène introduite doit être comprise entre 10 et 35 % en poids de l'hydrocarbure   char'.   



  Ces chiffres, exprimés en poids pour cent, sont communs à tous les hydrocarbures utilisables. Mais on doit noter que dans la Fig. I, l'oxygène est exprimé en molécules ou en volume plu- tôt qu'en poids. Ceci est fait dans le but de rendre le gra-   phiaue   plus aisément utilisable par les opérateurs industriels, etc. 



   Avec des ouantités moindres d'oxygène, la chaleur engendrée est insuffisante pour   provonuer   un cracking suffisant et le gaz produit, comme on peut le constater au moyen du gra- phique, possède des propriétés moins avantageuses au'un simple mélange d'hydrocarbure et d'air. Avec des   ouantités   d'oxygène 

 <Desc/Clms Page number 14> 

 plus grandes, la chaleur excessive dégagée provoaue un excès de cracking et le produit possède à la fois un pouvoircalori- fique trop faible et une dilution par l'azote trop grande. On a également trouvé qu'aux températures plus élevées rencon- trées lorsqu'on emploie de trop grandes Quantités d'air, il se forme des ouantités indésirables d'acétylène, de vapeurs gou- dronneuses et de coke, qui tendent à souiller le gaz produit. 



   Ainsi, comme il est particulièrement représenté dans le cas du propane, il existe des limites entre lesauelles le procédé est intéressant et simplement réglable par variation du rapport oxygène/hydrocarbure entre les limites données. Les opérations intéressantes sont ainsi limitées approximativement entre 10 % et 35   %   en poids d'oxygène par rapport à l'hydrocar- bure, et à un rendement de combustion supérieur à   50 ,   comme ci-dessus défini.

   Ces limites sont en corrélation étroite avec les compositions et les propriétés du produit et le rendement thermioue brut, comme il est représenté pour le propane dans les graphiques et le tableau joints.   Quand   les courants de char- ge, dans le présent procédé, comprennent de l'air et du propa- ne et oue le procédé fonctionne avec un rendement de combustion de 50% au moins environ, le pouvoir calorifique du gaz pro- duit et du propane résiduel inaltéré présent dans ledit gaz définit un point qui se trouve à gauche et au-dessus de la droi- te IK de la Fig. II, dans laouelle l'abaisse 3 indique le pro- pane inaltéré présent dans le gaz produit, exprimé en pourcen- tage de la charge de propane, et l'ordonnée Y indique le pou- voir   calorifique   brut du gaz produit, en kilocalories par mètre cube. 



   Le rendement therminue brut de toute opération peut être déterminé expérimentalement par mesure des Quantités de charge et de gaz produit et essai du pouvoir calorifiaue au moyen d'un calorimètre à combustion de gaz. Les pouvoirs calori-   fiues   peuvent être également calculés par analyse de la char- ge et du produit, en se reportant aux valeurs établies pour le pouvoir calorifioue des composants. 

 <Desc/Clms Page number 15> 

 



   Le rendement de combustion d'une opération exige un traitement un peu plus compliqué. L'analyse du gaz produit est scindée, comme dans le tableau 1, en une partie oui représente le cracking de la charge et une partie nui représente la com- bustion (par exemple il doit y avoir eu une molécule de pro- pane   brûlé   pour trois molécules de CO CO2 trouvées). Le pou- voir   calorifinue   net des gaz craqués est alors calculé d'après la composition et les données des produits purs. Ceci montre un gain de pouvoir calorifique total net par rapport au même poids    d'hydrocarbure à partir duauel le produit a été obtenu ; gain   est la chaleur endothermiaue de cracking absorbée. On utilise les pouvoirs   calorifioues   nets en raison de ce nue les réac- tions se font sans condensation d'eau.

   On calcule alors, au moyen des tableaux de chaleur de formation de CO, CO2, eau et hydrocarbure à partir des éléments et des Quantités intéressées, la chaleur totale dégagée dans la génération de la partie du gaz constituant les produits de la combustion. Le rapport de la chaleur totale de cracking absorbé à la chaleur dégagée par les réactions de combustion constitue alors le rendement de combus- tion désiré. Les pertes de chaleur peuvent aussi être calculées individuellement d'après la chaleur sensible des gaz produits quittant les échangeurs de chaleur et la température extérieure des parois isolées, au moyen des méthodes industrielles clas- siques. 



   Le procédé peut être conduit à toute pression raison- nable désirée. Il n'est généralement pas nécessaire d'opérer au dessus de 3,5 atmosphères. Mais il est à remarnuerou'aucune partie de la construction soumise à la pression ne doit être soumise à une température élevée, de telle sorte que les pro- blèmes de construction en matière de fonctionnement sous pres- sion sont réduits au minimum. 



   En ce qui concerne la température, on a trouvé Que   lorsaue   les gaz entrants sont préchauffés, comme il est préfé- rable, à 650-760  C et   aue   le mélange se fait à cette tempéra- ture, la température de pointe atteinte dans la zone de réac- - 

 <Desc/Clms Page number 16> 

 tion se situe à peu près au quart ou au tiers de sa longueur    à partir du mélangeur ; température de pointe est de l'or-   dre de 870 à 1040  C, suivant le rapport   oxy gène/hydrocarbure   de la charge. Dans le reste de la zone de réaction, la tempé- rature tombe rapidement aux environs de 700 à 8200 C en raison de l'influence des réactions endothermiques de cracking, oui ne sont pas aussi rapidement complètes que la réaction de com- bustion.

   Le gaz ainsi produit entre dans les zones d'échange de chaleur à   55 -110    C, au-dessus du gaz de charge passant en contre-courant. A l'extrémité froide des   échangeus   de chaleur, cette différence de température a plus nue doublé, ce aui tra- duit les effets complexes de la construction et des variations de la chaleur spécifique des gaz en mouvement avec la tempéra- ture. 



     En ce   qui concerne le débit, on a trouvé que la transformation désirée de la charge est sensiblement complète dans les conditions de température indinuée si la durée de sé- jour dans la zone de réaction est de l'ordre de 0,05 seconde. 



  Une durée supplémentaire de séjour n'est pas nuisible et la re- lation entre le débit et le volume réactionnel n'est pas un facteur critique. C'est ainsi qu'en fonctionnement sous la près sion atmosphérique, dans l'ordre de température cité, un débit de 20. 000 mètres cubes de charge totale en gaz ou vapeur (hy- drocarbure plus air) à 1506 C sous une atmosphère, par mètre cube d'espace réactionnel vide et par heure (ce qu'on appelle communément la vitesse spatiale horaire) est satisfaisant et un débit double ne sera pas très inférieur pour des rapports d'oxygène supérieurs. Pour le même temps, des débits inférieurs s'abaissant jusnu'à 5000 mètres cubes ou moins, sont sans effet nuisible sur la   ualité   du produit.

   Aux pressions plus élevées, le débit en ces unités de mesure peut être augmenté   presaue   en proportion de la pression absolue. Ainsi, la zone de réaction dans le présent procédé est exceptionnellement petite et par conséquent bon marché. 



   Pour éviter une réaction et un chauffage importants 

 <Desc/Clms Page number 17> 

 dans la zone de mélange, il est nécessaire nue son volume, et par conséquent la durée de séjour dans cette zone, soient faibles par rapport à ceux de la zone de réaction. On préfère que la zone de mélange soit inférieure à environ 3% du volume de la zone de réaction. 



   Les exemples suivants sont donnés à titre d'illus- tration non limitative du fonctionnement de la présente in- vention. 



   On fait réagit du propane avec de l'air, de la ma- nière décrite, dans ouatre conditions opératoires différentes, les courants séparés de charge étant préchauffés par le cou- rant de gaz produit aux températures indiquées dans le tableau suivant. Après mélange, on laisse les gaz réagir dans une zone de réaction bien isolée de 30,5 cm. de long et d'un volume de 1,42 litre environ. Le calcul montre que dans chaque cas le rendement de combustion est voisin de 50% et nue le rende- ment thermique brut dépasse 96 %. 

 <Desc/Clms Page number 18> 

 



  - TABLEAU 2 - 
 EMI18.1 
 
<tb> Expérience <SEP> n  <SEP> 67 <SEP> 75 <SEP> 76 <SEP> 77
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Temp.7 <SEP> de <SEP> préchauffage <SEP> en <SEP>  C.
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 



  Propane <SEP> 649 <SEP> 716 <SEP> 738 <SEP> 754 <SEP> - <SEP> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Air <SEP> 693 <SEP> 743 <SEP> 760 <SEP> 782
<tb> 
<tb> 
<tb> Combiné <SEP> 660 <SEP> 721 <SEP> 743 <SEP> 760
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Débit <SEP> total <SEP> de <SEP> la <SEP> charge* <SEP> 7,11 <SEP> 6,8 <SEP> 6,8 <SEP> 6,8
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Vitesse <SEP> spatiale <SEP> gazeuse
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> horaire <SEP> 12.500 <SEP> 4.800 <SEP> 4.800 <SEP> 4.800
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Oxygène <SEP> chargé <SEP> sous <SEP> forme
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> d'air, <SEP> poids <SEP> % <SEP> du <SEP> propane <SEP> 15,

  4 <SEP> 25 <SEP> 30 <SEP> 35
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Pression <SEP> de <SEP> la <SEP> chambre <SEP> de
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> réaction <SEP> -------- <SEP> atmosphérique <SEP> -----------
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Transformation <SEP> du <SEP> propane,% <SEP> 45,5 <SEP> 79,6 <SEP> 90,6 <SEP> 97,8
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Composition <SEP> du <SEP> gaz <SEP> produit
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> après <SEP> élimination <SEP> de <SEP> l'eau
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> H2 <SEP> 9,6 <SEP> 9,5 <SEP> 10,8 <SEP> 12,3
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> CH4 <SEP> 8,7 <SEP> 13,5 <SEP> 15,1 <SEP> 15,4
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2H <SEP> 4 <SEP> 9,3 <SEP> 14,9 <SEP> 15,3 <SEP> 14,3
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C <SEP> H
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 2 <SEP> 6 <SEP> 0,6 <SEP> 0,9 <SEP> 0,7 <SEP> 0,

  6
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C3H <SEP> 6 <SEP> 5,4 <SEP> 4,8 <SEP> 3,0 <SEP> 1,4
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C <SEP> H
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 3 <SEP> 8 <SEP> 23,0 <SEP> 6,3 <SEP> 2,5 <SEP> 0,5
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C <SEP> H
<tb> 
<tb> 
<tb> 4 <SEP> 10 <SEP> 0,8 <SEP> 0,2 <SEP> trace <SEP> trace
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C <SEP> H
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 4 <SEP> 8 <SEP> 0,3 <SEP> 0,5 <SEP> 0,3 <SEP> trace
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C <SEP> H
<tb> 
<tb> 
<tb> 4 <SEP> 6- <SEP> 0,4 <SEP> 0,5 <SEP> 0,4
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C5 <SEP> trace <SEP> 0,2 <SEP> 0,5 <SEP> 0,7
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> CO <SEP> 4,9 <SEP> 5,5 <SEP> 7,0 <SEP> 9,0
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> CO2 <SEP> 3,2 <SEP> 2,8 <SEP> 2,6 <SEP> 2,4
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 02 <SEP> 0,2 <SEP> 0,

   <SEP> 0 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> N2 <SEP> 34,0 <SEP> 40,5 <SEP> 41,3 <SEP> 42,2
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Poids <SEP> spécifique <SEP> ( <SEP> air- <SEP> 1 <SEP> ) <SEP> 1, <SEP> 03 <SEP> 0,912 <SEP> 0,872 <SEP> 0,834
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Pouvoir <SEP> calorique <SEP> brut
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> @ <SEP> kcal/m3 <SEP> 9218 <SEP> 6693 <SEP> 5830 <SEP> 5002
<tb> 
   Mètres   cubes par heure. 

 <Desc/Clms Page number 19> 

 



   Les données ci-dessus représentent des résultats typiaues que l'on peut obtenir au moyen du procédé de la présente inven- tion. On voit que le pouvoir calorifioue et la densité du pro- duit peuvent varier d'une manière considérable. Le produit contenant une nuantité appréciable d'oléfines, surtout aux taux élevés de transformation, le présent procédé peut être employé pour produire des oléfines plutôt oue du gaz de ville. 



   Dans d'autres expériences on a fait réagir du butane avec de l'air de la même manière et dans la même installation, dans les mêmes conditions, et l'on a obtenu un produit gazeux comme suit : - TABLEAU 3 - 
 EMI19.1 
 
<tb> Expérience <SEP> n  <SEP> 29 <SEP> 26
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Charge, <SEP> combinée, <SEP> tep.de <SEP> préchauffage <SEP> en <SEP>  C.
<tb> 
<tb> 
<tb> 



  627 <SEP> 757
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Débit <SEP> total <SEP> de <SEP> charge <SEP> en <SEP> m3/h. <SEP> 6,8 <SEP> 6,8
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Vitesse <SEP> spatiale <SEP> gazeuse <SEP> horaire <SEP> 4800 <SEP> 4800
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Charge <SEP> d'oxygène <SEP> en <SEP> air,poids <SEP> % <SEP> du <SEP> butane <SEP> 20 <SEP> 35
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Pression <SEP> dans <SEP> chambre <SEP> de <SEP> réaction, <SEP> atm.
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> absol.

   <SEP> 1,102 <SEP> 1,102
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Transformation <SEP> du <SEP> butane <SEP> $' <SEP> 60,4 <SEP> 97,2
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Composition <SEP> du <SEP> gaz <SEP> produit <SEP> après <SEP> élimination <SEP> de <SEP> l'eau
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> H2 <SEP> 5,9 <SEP> 11,8
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> CH4 <SEP> 11,0 <SEP> 12,1
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2H2 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 1,1
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2H4 <SEP> 12,4 <SEP> 16,6
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2H6 <SEP> 1,5 <SEP> 1,1
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C3H6 <SEP> 6,8 <SEP> 2,1
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C3H8 <SEP> 0,9 <SEP> trace
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C4H8 <SEP> 0,3 <SEP> 0,6
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C4H6 <SEP> 1,0 <SEP> 0,2
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C4H10 <SEP> 12,3 <SEP> 0,

  5
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C5 <SEP> 0 <SEP> trace
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> CO <SEP> 3,8 <SEP> 6,7
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C02 <SEP> 4,1 <SEP> 8,8
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 02 <SEP> 0,4 <SEP> 0,1
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> N2 <SEP> 39,6 <SEP> 43,3
<tb> 
 

 <Desc/Clms Page number 20> 

 
Les analyses suivantes montrent les limites approximatives de composition des gaz pouvant être produits à partir du propane et de l'air dans le présent procédé :

   - TABLEAU 4 - 
 EMI20.1 
 
<tb> Rendement <SEP> de <SEP> combustion <SEP> 50 <SEP> 50 <SEP> 50
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Poids <SEP> % <SEP> d'oxygène <SEP> par <SEP> rapport
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> au <SEP> propane <SEP> 10 <SEP> 35 <SEP> 10
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Transformation <SEP> du <SEP> propane <SEP> 39,5 <SEP> 96,0 <SEP> 54,0
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> Composition <SEP> du <SEP> gaz <SEP> produit
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> après <SEP> élimination <SEP> de <SEP> l'eau
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> H2 <SEP> 8,4 <SEP> 11,5 <SEP> 10,6
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> CH4 <SEP> 8,1 <SEP> 15,4 <SEP> 13,6
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2H2 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 0,7 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2H4 <SEP> 8,1 <SEP> 14,4 <SEP> 14, <SEP> 6 <SEP> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C2H6 <SEP> 0,5 <SEP> 0,

  7 <SEP> 0,9
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C3H6 <SEP> 5,1 <SEP> 1,5 <SEP> 7,2
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C3H8 <SEP> 28,2 <SEP> 1,0 <SEP> 23,1
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C4H8 <SEP> 0,7 <SEP> 0,4 <SEP> 1, <SEP> 0 <SEP> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C6H6 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 1,0 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> CO <SEP> 5,1 <SEP> 8,0 <SEP> 3,6
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> C02 <SEP> 2,5 <SEP> 2,8 <SEP> 1,7
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> 
<tb> N2 <SEP> 33,3 <SEP> 42,6 <SEP> 23,6
<tb> 
 
En résumé, le présent procédé comprend ;

   
1 - le préchauffage d'un courant d'air ou d'oxygène et d'un courant d'un hydrocarbure non-aromatioue contenant plus de deux atomes de carbone par molécule, à une température supé- rieure à leur température d'auto-combustion et de préférence de l'ordre de 650 à   760C,   par échange de chaleur avec les pro- duits chauds de la réaction; 
2 - le mélange intime des deux courants jusqu'à homo- généité sensiblement complète dans un temps relativement court; 
3 - la mise en réaction du mélange dans des condi- tions sensiblement adiabatiques en entretenant une vive agita- tion des gaz réagissants; 
4 - le refroidissement des'gaz ayant réagi par échan- 

 <Desc/Clms Page number 21> 

 ge de chaleur avec les courants de charge. 



   De plus, l'invention fournit un procédé de corréla- tion de la concentration en oxygène par rapport à l'hydrocar- bure, avec le rendement de combustion, de manière à obtenir un produit gazeux de composition et de propriétés désirables, nettement supérieur, pour un pouvoir calorifioue donné, aux mélanges propane-air ou butane-air, en ce qui concerne la den- sité et la vitesse de combustion. 



   En outre, l'installation de réaction basée sur les principes décrits permet de réduire au minimum les pertes ther-   miques   et par conséquent permet la production d'un gaz de qua- lité supérieur, en réduisant au minimum sa dilution par des produits inertes et en poussant au maximum la production d'hy- drogène. On a donné des exemples d'opérations fournissant un rendement thermiaue brut de plus de 96 %, et il est démontré que l'on atteint industriellement des rendements thermiques bruts de 98 à 99 % . 



   D'autres avantages du présent procédé sont : 
1. Chambre de réaction de faibles dimensions et frais d'investissement faibles. 



   2. Simplicité conduisant à un réglage automatiaue et faible prix de fonctionnement. 



   3. Souplesse dans le réglage de la nualité du pro- duit entre des limites étendues. 



   4. Mise en route et arrêt rapides. 



   5. Annulation du dépôt de coke et autres facteurs pouvant entraîner l'interruption des opérations en vue du net- toyage ou de réparations. 



   6. Besoins en air réduits et par conséouent réduction du coût de compression, par rapport aux mélanges similaires de propane ou autres gaz   liouéfiés   du pétrole avec l'air. 



  Revendications et Résumé. 

**ATTENTION** fin du champ DESC peut contenir debut de CLMS **.



   <Desc / Clms Page number 1>
 



  Process for oxidizing cracking of non-aromatic hydrocarbons and gaseous products obtained by means of this process.



   The present invention relates to the oxidative cracking of non-aromatic hydrocarbons containing at least two carbon atoms per molecule and to the use of this reaction so as to produce a ga, particularly suitable for use as a fuel. in town gas distribution systems.



   Town gas consumption varies within wide limits, particularly due to variations in atmospheric conditions, with daily peaks in the critical conditions of certain days of the year reaching twice or more normal demand. . The method according to the invention is particularly aimed at providing an economical means of producing additional gas, interchangeable with that constituting the normal distribution in the same zone, so as to satisfy these occasional critical peaks or to remedy the problem. an accidental lack of normal gas supply.



   The process which will be described has the characteristic of being able to supply gas with a calorific value of between 4,900 and 11,600 kilocalories approximately per cubic meter at will, the combustion rate and other characteristics of which allow exceptional interchangeability with normal feed gases generally used within these limits and including carbureted water gas, coke oven gas, natural gas

 <Desc / Clms Page number 2>

 and mixtures of these gases as they are used to meet the economic supplies of the different localities.



   Propane and butane and their mixtures often containing varying amounts of the corresponding olefins, propylene and butylene, are widely used in admixture with air as a substitute for town gas or peak gas. But they have serious limitations and drawbacks arising from the high density and low burnup rate of these mixtures, compared to ordinary gases of the same calorific value.

   Thus, to provide a similar burn rate and safe flame continuity in domestic applications, it is necessary to provide propane and air mixtures of about 12,400 kilocalories per. cubic meter to replace a normal supply of natural gas of about 8,900 kilocalories or a propane-air mixture of 10,200 to 10,700 kilocalories to replace or supplement ordinary mixed gas made up of 50 parts of natural gas and 50 parts 7,100 kilocalorie parts of coke oven gas. We can therefore see that the calorific value is notably higher than that of ordinary gas.

   This effective loss of thermine value is remedied by converting, by the present process, propane and butane and the like softened petroleum gases to a lower density gas which burns faster. Said process will hereinafter be referred to as the "autothermal" process.



  It is remarkable in this bare that this transformation is carried out by means of a thermal power consumption of less than 5% of the total calorifinue power of the bound petroleum gas and other feed mixtures of hydrocarbons.



   Another merit of the present method is that it only involves very low installation costs, so that the fixed costs, or the installation is not in operation, are themselves low.



   Another feature of the process is that it is capable of a high degree of automatic adjustment, so that the running costs are minimal.

 <Desc / Clms Page number 3>

 



   In one of its embodiments, the present invention comprises the separate preheating of two streams, one comprising a non-aromatic hydrocarbon containing at least two carbon atoms per molecule, the other comprising 1 air or a gas containing oxygen in an amount greater than 20% by volume, at a temperature between 540 and 8700 C, by heat exchange with hot gaseous reaction products from the operation described above -after, the intimate mutual mixing of the preheated streams in proportions such that the oxygen content is from 10 to 35 parts by weight per 100 parts of hydrocarbon,

   the evacuation of the mixture thus obtained in a reaction zone and the reactivation in said zone of the hydrocarbon and the oxygen under substantially adiabatinous conditions, the extraction of the hot products of the reaction from said sone , in indirect heat exchange with the incoming streams, and recovery of the cooled reaction products.



   In a more particular embodiment, the present intention relates to a method for reducing the density and calorific value of propane, said method comprising the separate preheating of a stream of propane and of a stream of air. at a temperature between 650 and 7600 C approximately by indirect heat exchange with the hot reaction products obtained as described below, the intimate mixture of the preheated streams in proportions such that the oxygen content is between 15 and 45 volumes of the propane present, the discharge of the mixture thus obtained in a reaction zone and the reaction in this zone of the propane and oxygen under substantially additional conditions, the extraction of the hot products of the reaction of the said zone,

   by indirect heat exchange with the incoming gas streams and the recovery of the cooled reaction products, the heat exchange and heat losses from the reaction zone being controlled so as to give a combustion efficiency greater than approximately 50%, and the

 <Desc / Clms Page number 4>

 percentage of oxygen, relative to propane, in the reaction mixture being correlated with the combustion efficiency so as to be between the lines AB and CD of the graphine of Fig. I which will be described later) to obtain the desired calorific value and the desired density of the reaction gases.



   Briefly, the present process comprises the separate preheating of a stream of air or oxygen and a stream of hydrocarbon such as propane to a temperature of between about 540 and 870 C, employing heat. contained in the gaseous products to provide this preheating by heat exchange, the complete and very rapid mixing of these two charge streams preheated separately to a temperature higher than that at which they react with each other spontaneously by partial combustion, the residence time in the mixing zone being shorter than that employed in the following reaction zone,

   allowing the mixture to react under substantially adiabatic conditions in a reaction zone designed to maintain the agitation of the reacting gases and the cooling of the reaction products by heat exchange with the incoming streams of 'oil and air.



   In this process, there is partial combustion of part of the hydrocarbon stream, yielding carbon monoxide, hydrogen, some water and smaller amounts of carbon dioxide. More of the hydrocarbon is thermally broken down by cracking to give hydrogen, methane, ethylene and smaller amounts of other gases. A greater or lesser quantity of undecomposed hydrocarbon may also be present in the gases produced, depending on the quantity of oxygen relative to the quantity of hydrocarbon present in the feed streams and the consequent importance of the reactions of combustion and cracking occurring.

   Thus, the heat generated by the combustion reactions provides the necessary heat.

 <Desc / Clms Page number 5>

 beware of endothermic cracking reactions and heat losses which occur during the process. A special feature of the present process is that the operation is carried out in such a way that these heat losses are minimized; in addition to contributing proportionately to the cost of the process, they directly influence the amount of gas produced.



   This becomes clear when one considers when one employs air - which is the most practical source of oxygen - if one uses more bare the minimum amount of air to achieve the desired degree of cracking and production. As a result of low density and high burnup components, notably hydrogen, ethylene and methane, this will result in a higher dilution of the gases produced in nitrogen.



  This dilution in nitrogen increases density, retards combustion rate and lowers calorific value.



   This relation between the quality of the gas produced, the oxygen / hyurocarbon ratio in the feed streams and the thermal efficiency of the entire process is represented by the graph in Fig. I, relating to the series of gases which can be obtained from propane. Similar graphs are obtained with other hydrocarbon feedstocks, such as butane or mixtures with or without corresponding olefins, or mixtures with higher molecular weight hydrocarbons.



   In Fig. I, the abscissa X induces the density of the gas with respect to the density of air (equal to 1) and the ordinate Y induces the calorific value in kilocalories per cubic meter.



  Fig. I shows the relation of the oxygen concentration, the density and the calorifinue in the case of the oxidative cracking of propane, for various combustion efficiencies ranging from 50 to 100% (zone delimited by the lines AB and CD) compared with the simple mixtures of propane and air represented by the line GH. Lines A-B, C-D and E-F in

 <Desc / Clms Page number 6>

 solid lines represent the densities as a function of the total calorific value, respectively for combustion efficiencies of 100%, 50% and 75%.

   The solid lines intersecting lines A-B, C-D and E-F at an acute angle indicate the percent oxygen molecules, relative to propane, from 15 to 45%, each successive straight line inducing an increase of 5%.



  The dotted lines intersecting the solid lines in the ABCD area indicate the propane reacted between 40 and 95%, The percent points marked on the line GH indicate the percent oxygen molecules in the propane-air mixture .



   In order to interpret this graph, it is convenient to define the thermal efficiency of the process in two different ways. In the first place, the ratio, expressed as a percentage, of the total calorific content of all the outgoing gases to that of the entering hydrocarbon is designated by the expression - "gross thermal yield", namely: m3 x Kcal / m3 gross calorific value of produced gases
 EMI6.1
 Gross thermal efficiency 100 x ######################
Gross thermal yield% - 100 xm3 x Kcal / m 'gross calorific value of the feed hydrocarbon.



   Secondly, the expression “combustion element” denotes the ratio, expressed as a percentage, of the heat absorbed by the cracking reactions taking place, divided by the heat generated by the combustion reactions.



   Thus, the theoretical minimum quantity of oxygen collected to obtain a determined degree of cracking and therefore, when air is used, the minimum quantity of nitrogen present in the gaseous product, is reached for a combustion efficiency of 100%, when there is no heat loss in the system. This theoretically corresponds to a perfectly insulated installation having heat exchangers such that all the heat of the gaseous products whose temperature is higher than the temperature of the feed streams at the inlet is trapped.

 <Desc / Clms Page number 7>

 to said load currents.

   In such a case it is clear that since there is no heat loss in the system, the total calorific value of the gases produced must be equal to that of the load; in the ideal case, a combustion efficiency of 100% coincides with a gross thermal efficiency of 100%.



   At practical values of combustion efficiency such as those obtained in the laboratory and in a small test installation, these efficiencies being for example 55 to 50%, with a loss of 22 to 27% of the heat released by the combustion through the insulation and by 23% resulting from the ratio of the temperature of 1930 C. of the gases produced to the temperature of 27 C of the entering gases, experiments show that the gross thermal yield varies from 98% to 95.5 depending on the degree of cracking. It is further evident that on a larger scale the proportional heat loss through insulation can be reduced by at least ten times, with corresponding reduction in the amounts of oxygen charged and of the combustion gas.

   It is thus possible to predict practical combustion efficiencies of 75%, with gross thermal efficiencies of 99 to 97.5%.



   Referring to the graph of FIG. I, yes is the correlation of the data coming from numerous experiments, some of which are given below by way of example, it can be seen whether one employs an installation having a heat exchange efficiency and a thermal insulation sufficient to ob- maintain a combustion efficiency of 50%, and in this installation, for example, air containing 79 parts of nitrogen and 21 parts of oxygen by volume is mixed with 100 volumes of propane, for example according to air / propane ratio of 1/1, a gaseous product with a density of 1.03 (air = 1) and a calorific value of 9185 kcal will be obtained. per cubic meter. This gas will contain 33% nitrogen and other components, according to Table 1.

 <Desc / Clms Page number 8>

 



  - TABLE 1 - Autothermal propane cracking.



  Distribution of products from the pipeline, based on experimental data on the separated components.



  Month. for 100 mols. of propane charge, based on propane conversion percent.
 EMI8.1
 
<tb>



  40 <SEP> 50 <SEP> 60 <SEP> 70 <SEP> 80 <SEP> 90 <SEP> 95 <SEP> 97.5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Cracked
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H2 <SEP> 12.7 <SEP> 14.2 <SEP> 19.0 <SEP> 21.4 <SEP> 20.55 <SEP> 20.2 <SEP> 21.4 <SEP> 22 , 3
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CH4 <SEP> 17.6 <SEP> 23.9 <SEP> 31.25 <SEP> 39.0 <SEP> 47.9 <SEP> 57.7 <SEP> 63.8 <SEP> 66 , 9
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2 <SEP> H2 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0, <SEP> 2 <SEP> 0.7 <SEP> 1, <SEP> 7 <SEP> 2.5 <SEP> 3, <SEP> 6 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H4 <SEP> 17.8 <SEP> 25.9 <SEP> 34.1 <SEP> 42.3 <SEP> 50.0 <SEP> 57.3 <SEP> 60.5 <SEP> 61 , 7
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H6 <SEP> 1.1 <SEP> 1.6 <SEP> 2.1 <SEP> 2.6 <SEP> 3.1 <SEP> 3.3 <SEP> 3.0 <SEP> 2 , 4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H6 <SEP> 11.1 <SEP> 13.7 <SEP> 15,

  2 <SEP> 15.7 <SEP> 14.2 <SEP> 10.5 <SEP> 7.5 <SEP> 5.0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H8 <SEP> 60.0 <SEP> 50, <SEP> 0 <SEP> 40.0 <SEP> 30.0 <SEP> 20, <SEP> 0 <SEP> 10, <SEP> 0 < SEP> 5, <SEP> 0 <SEP> 2.5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C4H8 <SEP> 1.4 <SEP> 1.7 <SEP> 2.1 <SEP> 2.5 <SEP> 3.0 <SEP> 3.0 <SEP> 2.0 <SEP> 1 , 2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C6H6 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0 <SEP> 0.13 <SEP> 0.28 <SEP> 0.8 <SEP> 2 <SEP>, <SEP> 0 <SEP> 2 , 8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Burnt
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CO <SEP> 11.1 <SEP> 13.4 <SEP> 16.0 <SEP> 18.4 <SEP> 21.4 <SEP> 27.6 <SEP> 32.3 <SEP> 37 , 3
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C02 <SEP> 5.5 <SEP> 6.7 <SEP> 8.0 <SEP> 9.2 <SEP> 10.6 <SEP> 11.6 <SEP> 11.9 <SEP> 12 , 0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H20 <SEP> 16.5 <SEP> 20.7 <SEP> 24,

  9 <SEP> 29.1 <SEP> 33.3 <SEP> 36.5 <SEP> 37.8 <SEP> 38.3
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H2 <SEP> 5.6 <SEP> 6.1 <SEP> 7.1 <SEP> 7.7 <SEP> 9.3 <SEP> 15.9 <SEP> 21.2 <SEP> 27 , 5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> N2 <SEP> 72.6 <SEP> 89.4 <SEP> 107.0 <SEP> 124.0 <SEP> 142.8 <SEP> 164.2 <SEP> 176.5 <SEP> 187 , 5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Oxygen
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Mols / 100 <SEP> of <SEP> load <SEP> 19.3 <SEP> 23.75 <SEP> 28.45 <SEP> 32.95 <SEP> 37.95 <SEP> 43.65 <SEP> 46.95 <SEP> 49.8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> weight <SEP>% <SEP> of <SEP> load <SEP> 14.0 <SEP> 17.3 <SEP> 20.7 <SEP> 23.2 <SEP> 27.6 <SEP> 31 , 8 <SEP> 34.2 <SEP> 36.2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Gas <SEP> produced
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Density <SEP> - <SEP> 1.050 <SEP> 1.014 <SEP> 0.571 <SEP> 0.935 <SEP> 0,

  912 <SEP> 0.875 <SEP> 0.855 <SEP> 0.83
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Calorific value <SEP> <SEP> 9817 <SEP> 8749 <SEP> 7761 <SEP> 7040 <SEP> 6372 <SEP> 5571 <SEP> 5171 <SEP> 4859
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Liters <SEP> of <SEP> C3H8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> by <SEP> m3 <SEP> of <SEP> gas <SEP> 1.648 <SEP> 1.474 <SEP> 1.313 <SEP> 1.193 <SEP> 1.085 <SEP> 0.954 <SEP> 0.891 <SEP> 0.8375
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Rendt <SEP> thermal
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> raw <SEP> 97.9 <SEP> 97.3 <SEP> 97.3 <SEP> 97.0 <SEP> 96.8 <SEP> 95.8 <SEP> 95.6 <SEP> 95 , 4
<tb>
 + Dry counts: from the table by Hanna & Matterson, Oil &
Gaz Journal, Jan. 11, 1947, p. 61. Calorific value in
Kcal / m3 at 25 C.

 <Desc / Clms Page number 9>

 



   The gross thermal efficiency of the operation will be 97.5. By way of comparison, a gas of the same calorific value obtained with a combustion efficiency of 75% will have a den site of 0.96 and a nitrogen content of 30.5%, and will represent a gross thermal efficiency of 98, 7 5. On the contrary, a mixture of propane and air of this calorific value will have a density of 1.22 and a nitrogen content of 47%, and a mixture of propane and air having combustion characteristics. permitting interchangeability will have a specific gravity greater than 1.3.



  The graph provides similar comparisons for the whole range of calorific values of practical interest.



   It is also remarkable, if we compare the gas obtained by means of the present autothermal process with that obtained by simply mixing the same hydrocarbons with air, that the volume of air required is much lower and the cost of compression. significantly reduced air. This appears clearly from the graph and can be explained if we note that, in the production of autothermal gas, the volume of said gas is clearly greater than the sum of the volumes of the two feed gases, even if the hydrocarbon charged is treated in the gaseous state; although in practice the hydrocarbon feed is preferably introduced in the fluid state into the heat exchanger.

   So, for example:
Flight. air / 100 vol. gasified propane
 EMI9.1
 
<tb> Heating capacity <SEP> <SEP> Autothermal <SEP> Autothermal <SEP> Mixing
<tb>
<tb> that <SEP> of the <SEP> gas <SEP> 75% <SEP> 50% <SEP> propane-
<tb>
<tb>
<tb> kcal / m3 <SEP> Rend.Combustion <SEP> Rend.combustion <SEP> air
<tb>
<tb> 5340 <SEP> 176 <SEP> 214 <SEP> 303
<tb>
<tb>
<tb> 8900 <SEP> 96 <SEP> 107 <SEP> 151
<tb>
 
Thus, the autothermal process reduces the capacity of the air compressor relative to that necessary for a gas of the same calorifioue value obtained by direct mixing with air, in the proportion of about a third, or more.

   This is another factor contributing to obtaining a very low nitrogen content and consequently a low density and

 <Desc / Clms Page number 10>

 high combustion speed of autothermal gas.



   Second, the graph of FIG. I and Table 1 provide the means of predicting and controlling the quality of the gas produced within the limits desired for any local situation.



   The table, which summarizes the experimental data of a very large number of operations, provides further proof of the remarkable characteristics of the process. A significant portion of the contribution to the desirable low density of the product gas comes from the unusual nature of the combustion products which, especially at higher oxygen / hydrocarbon ratios, are characterized by relatively high amounts of free hydrogen. and carbon monoxide. This remarkable feature is contrary to what one would normally expect.



   Experiments have shown that the practical success of the operation, concerning both the elimination of mixer stoppages by depositing coke and the yield of gaseous product of interesting composition and rich in hydrogen, depends largely on an intimate mixture to substantially complete homogeneity of the feed gases in a time or a volume low enough for the degree of reaction to have been low and for obtaining high therminuous yields with minimum dilution of the gaseous products in nitrogen, it is necessary if the mixing is carried out at a temperature higher than that at which the mutual reaction occurs spontaneously, this temperature being about 540 - 595 C,

   depending on the composition of the hydrocarbon and the pressure. A good mixing under these conditions therefore increases the important and unforeseen benefits of the operation.



   It has further been found that in order to remove the coke deposit in the reaction zone and to minimize carbon dioxide formation it is desirable that this reaction zone be made of refractory material free of iron. It is also good that the reaction zone has a shape, with or

 <Desc / Clms Page number 11>

 without baffles or lining of refractory pieces, which maintains a vigorous agitation of the reacting gases, so as to obtain a complete recation of the oxygen present in the mixture and an oxygen concentration of the final product of less than 0.3% approximately, with release of all of the potential exothermic heat of the reaction and minimal air requirements to achieve the desired degree of cracking.



   It has further been found to be beneficial to maintain adiabatic conditions as fully as possible in the reaction zone rather than combining or overlapping the heat exchange zone with the reaction zone. If heat is removed from the reaction 3one, the temperature of this zone decreases and the cracking reaction is significantly delayed. At the same time, there is a tendency to deposit coke on the surfaces exposed to the reacting gases which are cooler, in particular on the exterior surfaces of the heat exchanger. It is also industrially undesirable to expose metal heat exchange surfaces to the peak temperatures encountered in the reaction medium.



   Thus, the plant required for the present process consists essentially of three distinct parts which, for reasons of construction convenience and thermal efficiency, are closely contiguous, but do not overlap. These are one or more heat exchange zones, with a high thermal efficiency, which can advantageously be partially metallized in steel alloy, of tubular construction, in which the heat of the gases produced is transferred to them. separate incoming charges of hydrocarbon and air, so as to heat them above 540 C, the gases produced being cooled in countercurrent below 2600 C;

   a low volume mixing zone, metallic or of refractory material, in which the feed streams are intimately mixed until almost complete homogeneity, without significant loss or gain in temperature; an isolated reaction, made of a material free of iron or coated with a material free of iron, in which vigorous agitation of the reacted gases is maintained.

 <Desc / Clms Page number 12>

 health. It should however be noted that the indirect heat exchange devices which can be used in the present process are not necessarily limited to metal exchangers of tubular construction.

   Heat transfer devices such as chambers lined with a stack of bricks which are alternately subjected to the action of hot reaction products and cold feed currents can be employed.



  Likewise, pebble heaters can be employed in which a moving bed of pebbles or other solid, inert and granular substance is cycled continuously in an area where it comes into contact with the hot products of the reaction, then in areas where it comes into contact with load currents; can also employ fluid heat transfer agents, such as water vapor, etc. between the hot reaction gases and the feed streams.



  These means are only employed if combustion efficiencies of at least about 50% cannot otherwise be obtained. Normally, tubular metal heat exchangers are preferred because of their high efficiency.



   It has been found that the total heat losses in the present process can be easily reduced to less than 50% of the heat generated by the combustion reactions. With a judicious installation on an industrial scale, it is possible to obtain heat losses not exceeding 25% of the heat generated, ie combustion efficiencies of 75% or more.



   Preferably employed hydrocarbon feeds include non-aromatic hydrocarbons containing two or more carbon atoms per molecule. Cycloparaffins, non-aromatic gasolines, and light and heavy naphtha can be employed, but the preferred feedstock is the more volatile hydrocarbons and high hydrogen / carbon ratio mixtures, especially paraffins, wax and wax. butane. They have the advantage that they can be obtained with a very low sulfur content so

 <Desc / Clms Page number 13>

 that one can eliminate the purification of the gas produced by the elimination of sulfur compounds.



   The oxygen-containing stream is usually air, but more concentrated mixtures of oxygen with nitrogen or other gases, up to and including pure oxygen, can also be used.



   For a given charge of hydrocarbons, the proportion of oxygen to the hydrocarbon charged into the reaction system is the adjustable variable of the present process because of what it defines - as shown in the graph of FIG. I of Table 1 - together with the combustion efficiency, the density-calorific value-product composition relationships. And in practice, in any given reaction apparatus, the combustion efficiency is predetermined within narrow limits by design primarily by the dimensions of the heat exchangers and the degree of isolation surrounding the reaction zone and the hottest parts. heat exchangers.



   It is thus possible, without any other external modification of the conditions or of the flow rates, to vary the composition and the properties of the gas produced between wide limits, simply by varying the quantity of air introduced.



  In general, the quantity of oxygen introduced must be between 10 and 35% by weight of the char hydrocarbon.



  These figures, expressed in weight percent, are common to all usable hydrocarbons. But it should be noted that in Fig. I, oxygen is expressed in molecules or volume rather than weight. This is done with the aim of making the graph more easily usable by industrial operators, etc.



   With less amounts of oxygen, the heat generated is insufficient to cause sufficient cracking and the gas produced, as can be seen from the graph, has less advantageous properties than a simple mixture of hydrocarbon and carbon. 'air. With quantities of oxygen

 <Desc / Clms Page number 14>

 larger, the excessive heat given off causes excess cracking and the product has both too low a calorific value and too much nitrogen dilution. It has also been found that at the higher temperatures encountered when too large amounts of air are used, undesirable amounts of acetylene, tarry vapors and coke are formed which tend to contaminate the gas. product.



   Thus, as it is particularly shown in the case of propane, there are limits between them, the process is interesting and simply adjustable by varying the oxygen / hydrocarbon ratio between the given limits. The operations of interest are thus limited to approximately between 10% and 35% by weight of oxygen relative to the hydrocarbon, and to a combustion efficiency greater than 50, as defined above.

   These limits correlate closely with the compositions and properties of the product and the gross thermal efficiency, as shown for propane in the accompanying charts and table. When the feed streams in the present process include air and propane and the process is operating with a combustion efficiency of at least about 50%, the calorific value of the gas produced and the fuel. Unaltered residual propane present in said gas defines a point which is to the left and above the right IK of FIG. II, in the lower part 3 indicates the unaltered propane present in the gas produced, expressed as a percentage of the propane charge, and the ordinate Y indicates the gross calorific value of the gas produced, in kilocalories per cubic meter.



   The gross thermal efficiency of any operation can be determined experimentally by measuring the quantities of feed and gas produced and testing the calorific value using a gas combustion calorimeter. The calorific values can also be calculated by analysis of the load and the product, referring to the values established for the calorific values of the components.

 <Desc / Clms Page number 15>

 



   The combustion efficiency of an operation requires a little more complicated processing. The analysis of the gas produced is split, as in Table 1, into a part that represents the cracking of the feed and a part that represents the combustion (for example there must have been a molecule of propane burnt for three CO CO2 molecules found). The net heat value of the cracked gases is then calculated from the composition and data of the pure products. This shows a net total calorific value gain over the same weight of hydrocarbon from where the product was obtained; gain is the endothermic cracking heat absorbed. Net calorific values are used due to this fact that the reactions occur without water condensation.

   We then calculate, by means of the tables of heat of formation of CO, CO2, water and hydrocarbon from the elements and quantities concerned, the total heat released in the generation of the part of the gas constituting the products of combustion. The ratio of the total cracking heat absorbed to the heat given off by the combustion reactions then constitutes the desired combustion efficiency. Heat losses can also be calculated individually from the sensible heat of the product gases leaving the heat exchangers and the outside temperature of the insulated walls, using standard industrial methods.



   The process can be carried out at any reasonable pressure desired. It is generally not necessary to operate above 3.5 atmospheres. However, it should be noted that no part of the pressurized construction should be subjected to a high temperature, so that constructional problems in pressure operation are minimized.



   With regard to temperature, it has been found that when the incoming gases are preheated, as is preferable, to 650-760 C and the mixing takes place at this temperature, the peak temperature reached in the zone. of reaction -

 <Desc / Clms Page number 16>

 tion is about a quarter or a third of its length from the mixer; peak temperature is of the order of 870-1040 ° C, depending on the oxygen / hydrocarbon ratio of the feed. In the rest of the reaction zone, the temperature drops rapidly to around 700 to 8200 C due to the influence of endothermic cracking reactions, which are not as quickly complete as the combustion reaction.

   The gas thus produced enters the heat exchange zones at 55-110 C, above the feed gas passing in countercurrent. At the cold end of the heat exchangers, this temperature difference more than doubled, which translates the complex effects of construction and of the variations of the specific heat of moving gases with temperature.



     With respect to flow rate, it has been found that the desired transformation of the feed is substantially complete under the conditions of undue temperature if the residence time in the reaction zone is of the order of 0.05 seconds.



  Additional residence time is not detrimental and the relationship between flow rate and reaction volume is not critical. Thus, when operating under atmospheric pressure, in the order of temperature cited, a flow rate of 20,000 cubic meters of total gas or vapor charge (hydrocarbon plus air) at 1506 C under an atmosphere , per cubic meter of empty reaction space per hour (commonly referred to as hourly space velocity) is satisfactory and a double flow rate will not be much less for higher oxygen ratios. At the same time, lower flow rates as low as 5000 cubic meters or less have no detrimental effect on product quality.

   At higher pressures, the flow rate in these units of measurement can be increased almost in proportion to the absolute pressure. Thus, the reaction zone in the present process is exceptionally small and therefore inexpensive.



   To avoid severe reaction and heating

 <Desc / Clms Page number 17>

 in the mixing zone, it is necessary that its volume, and therefore the residence time in this zone, be small compared to those of the reaction zone. It is preferred that the mixing zone is less than about 3% of the volume of the reaction zone.



   The following examples are given by way of nonlimiting illustration of the operation of the present invention.



   Propane is reacted with air in the manner described under four different operating conditions, the separate feed streams being preheated by the product gas stream to the temperatures shown in the following table. After mixing, the gases are allowed to react in a well-insulated 30.5 cm reaction zone. long and with a volume of approximately 1.42 liters. The calculation shows that in each case the combustion efficiency is close to 50% and the gross thermal efficiency exceeds 96%.

 <Desc / Clms Page number 18>

 



  - TABLE 2 -
 EMI18.1
 
<tb> Experiment <SEP> n <SEP> 67 <SEP> 75 <SEP> 76 <SEP> 77
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Temp. 7 <SEP> from <SEP> preheating <SEP> to <SEP> C.
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>



  Propane <SEP> 649 <SEP> 716 <SEP> 738 <SEP> 754 <SEP> - <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Air <SEP> 693 <SEP> 743 <SEP> 760 <SEP> 782
<tb>
<tb>
<tb> Handset <SEP> 660 <SEP> 721 <SEP> 743 <SEP> 760
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Total <SEP> flow <SEP> of <SEP> the <SEP> load * <SEP> 7.11 <SEP> 6.8 <SEP> 6.8 <SEP> 6.8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Spatial <SEP> gaseous <SEP> velocity
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> schedule <SEP> 12.500 <SEP> 4.800 <SEP> 4.800 <SEP> 4.800
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Oxygen <SEP> loaded <SEP> in <SEP> form
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> of air, <SEP> weight <SEP>% <SEP> of the <SEP> propane <SEP> 15,

  4 <SEP> 25 <SEP> 30 <SEP> 35
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Pressure <SEP> of <SEP> the <SEP> chamber <SEP> of
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> reaction <SEP> -------- <SEP> atmospheric <SEP> -----------
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Transformation <SEP> of <SEP> propane,% <SEP> 45.5 <SEP> 79.6 <SEP> 90.6 <SEP> 97.8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Composition <SEP> of the <SEP> gas <SEP> produced
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> after <SEP> elimination <SEP> of <SEP> water
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H2 <SEP> 9.6 <SEP> 9.5 <SEP> 10.8 <SEP> 12.3
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CH4 <SEP> 8.7 <SEP> 13.5 <SEP> 15.1 <SEP> 15.4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H <SEP> 4 <SEP> 9.3 <SEP> 14.9 <SEP> 15.3 <SEP> 14.3
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 2 <SEP> 6 <SEP> 0.6 <SEP> 0.9 <SEP> 0.7 <SEP> 0,

  6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H <SEP> 6 <SEP> 5.4 <SEP> 4.8 <SEP> 3.0 <SEP> 1.4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 3 <SEP> 8 <SEP> 23.0 <SEP> 6.3 <SEP> 2.5 <SEP> 0.5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb> 4 <SEP> 10 <SEP> 0.8 <SEP> 0.2 <SEP> trace <SEP> trace
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 4 <SEP> 8 <SEP> 0.3 <SEP> 0.5 <SEP> 0.3 <SEP> trace
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C <SEP> H
<tb>
<tb>
<tb> 4 <SEP> 6- <SEP> 0.4 <SEP> 0.5 <SEP> 0.4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C5 <SEP> trace <SEP> 0.2 <SEP> 0.5 <SEP> 0.7
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CO <SEP> 4.9 <SEP> 5.5 <SEP> 7.0 <SEP> 9.0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CO2 <SEP> 3.2 <SEP> 2.8 <SEP> 2.6 <SEP> 2.4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 02 <SEP> 0.2 <SEP> 0,

   <SEP> 0 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> N2 <SEP> 34.0 <SEP> 40.5 <SEP> 41.3 <SEP> 42.2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Specific <SEP> weight <SEP> (<SEP> air- <SEP> 1 <SEP>) <SEP> 1, <SEP> 03 <SEP> 0.912 <SEP> 0.872 <SEP> 0.834
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Caloric <SEP> gross <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> @ <SEP> kcal / m3 <SEP> 9218 <SEP> 6693 <SEP> 5830 <SEP> 5002
<tb>
   Cubic meters per hour.

 <Desc / Clms Page number 19>

 



   The above data represents typical results obtainable by the method of the present invention. It can be seen that the calorific value and the density of the product can vary considerably. Since the product contains an appreciable amount of olefins, especially at high conversion rates, the present process can be employed to produce olefins rather than town gas.



   In other experiments, butane was reacted with air in the same way and in the same installation, under the same conditions, and a gaseous product was obtained as follows: - TABLE 3 -
 EMI19.1
 
<tb> Experiment <SEP> n <SEP> 29 <SEP> 26
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Load, <SEP> combined, <SEP> tep.de <SEP> preheating <SEP> in <SEP> C.
<tb>
<tb>
<tb>



  627 <SEP> 757
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Flow <SEP> total <SEP> of <SEP> load <SEP> in <SEP> m3 / h. <SEP> 6.8 <SEP> 6.8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Spatial <SEP> speed <SEP> gas <SEP> hourly <SEP> 4800 <SEP> 4800
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Oxygen <SEP> charge <SEP> in <SEP> air, weight <SEP>% <SEP> of <SEP> butane <SEP> 20 <SEP> 35
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Pressure <SEP> in <SEP> chamber <SEP> of <SEP> reaction, <SEP> atm.
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> absolute.

   <SEP> 1,102 <SEP> 1,102
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> <SEP> transformation of <SEP> butane <SEP> $ '<SEP> 60.4 <SEP> 97.2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Composition <SEP> of the <SEP> gas <SEP> produced <SEP> after <SEP> elimination <SEP> of <SEP> water
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H2 <SEP> 5.9 <SEP> 11.8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CH4 <SEP> 11.0 <SEP> 12.1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H2 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 1,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H4 <SEP> 12.4 <SEP> 16.6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H6 <SEP> 1.5 <SEP> 1.1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H6 <SEP> 6.8 <SEP> 2.1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H8 <SEP> 0.9 <SEP> trace
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C4H8 <SEP> 0.3 <SEP> 0.6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C4H6 <SEP> 1.0 <SEP> 0.2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C4H10 <SEP> 12.3 <SEP> 0,

  5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C5 <SEP> 0 <SEP> trace
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CO <SEP> 3.8 <SEP> 6.7
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C02 <SEP> 4.1 <SEP> 8.8
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 02 <SEP> 0.4 <SEP> 0.1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> N2 <SEP> 39.6 <SEP> 43.3
<tb>
 

 <Desc / Clms Page number 20>

 
The following analyzes show the approximate compositional limits of gases that can be produced from propane and air in the present process:

   - TABLE 4 -
 EMI20.1
 
<tb> <SEP> efficiency of <SEP> combustion <SEP> 50 <SEP> 50 <SEP> 50
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Weight <SEP>% <SEP> of oxygen <SEP> by <SEP> report
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> to <SEP> propane <SEP> 10 <SEP> 35 <SEP> 10
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Transformation <SEP> of <SEP> propane <SEP> 39.5 <SEP> 96.0 <SEP> 54.0
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Composition <SEP> of the <SEP> gas <SEP> produced
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> after <SEP> elimination <SEP> of <SEP> water
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> H2 <SEP> 8.4 <SEP> 11.5 <SEP> 10.6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CH4 <SEP> 8.1 <SEP> 15.4 <SEP> 13.6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H2 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 0.7 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H4 <SEP> 8,1 <SEP> 14,4 <SEP> 14, <SEP> 6 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C2H6 <SEP> 0.5 <SEP> 0,

  7 <SEP> 0.9
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H6 <SEP> 5.1 <SEP> 1.5 <SEP> 7.2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C3H8 <SEP> 28.2 <SEP> 1.0 <SEP> 23.1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C4H8 <SEP> 0.7 <SEP> 0.4 <SEP> 1, <SEP> 0 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C6H6 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP> 1.0 <SEP> 0, <SEP> 0 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> CO <SEP> 5.1 <SEP> 8.0 <SEP> 3.6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> C02 <SEP> 2.5 <SEP> 2.8 <SEP> 1.7
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> N2 <SEP> 33.3 <SEP> 42.6 <SEP> 23.6
<tb>
 
In summary, the present method comprises;

   
1 - the preheating of a stream of air or oxygen and of a stream of a non-aromatic hydrocarbon containing more than two carbon atoms per molecule, to a temperature above their auto-temperature. combustion and preferably of the order of 650 to 760C, by heat exchange with the hot products of the reaction;
2 - the intimate mixing of the two streams until substantially complete homogeneity in a relatively short time;
3 - reacting the mixture under substantially adiabatic conditions while maintaining vigorous stirring of the reacting gases;
4 - the cooling of the gases having reacted by exchange

 <Desc / Clms Page number 21>

 ge of heat with load currents.



   In addition, the invention provides a method of correlating the concentration of oxygen relative to the hydrocarbon, with the combustion efficiency, so as to obtain a gaseous product of desirable composition and properties, markedly superior, for a given calorific value, to propane-air or butane-air mixtures, with regard to density and combustion rate.



   In addition, the reaction plant based on the principles described makes it possible to minimize heat losses and therefore allows the production of a higher quality gas, minimizing its dilution by inert products and by maximizing the production of hydrogen. Examples of operations providing a gross thermal yield of over 96% have been given, and it has been demonstrated that gross thermal yields of 98-99% are industrially achieved.



   Other advantages of the present process are:
1. Small reaction chamber and low investment costs.



   2. Simplicity leading to automatic adjustment and low operating cost.



   3. Flexibility in adjusting product quality within extended limits.



   4. Quick start and stop.



   5. Cancellation of the coke deposit and other factors which may result in the interruption of operations for cleaning or repairs.



   6. Reduced air requirements and hence reduced cost of compression, compared to similar mixtures of propane or other liquefied petroleum gases with air.



  Claims and Summary.

** ATTENTION ** end of DESC field can contain start of CLMS **.

Claims (1)

1 - Procédé de cracking oxydant d'hydrocarbures non- aromatioues, caractérisé en ce ou'on préchauffe séparément un <Desc/Clms Page number 22> courant comprenant un hydrocarbure non-aromatique contenant au moins 2 atomes de carbone par molécule et un courant compre- nant de l'oxygène à une température comprise entre 540 et 870 C environ, par échange indirect de chaleur avec les produits chauds de la réaction obtenus comme indiaué ci-après, on mé- lange intimement les courants préchauffés dans des proportions telles aue la teneur en oxygène soit comprise entre 10 et 35% en poids environ de 1'hydrocarbure présent, on évacue le mélan- ge ainsi obtenu dans une zone de réaction dans laouelle l'hy- drocarbure et l'oxygène réagissent dans des conditions sensi- blement adiabatiaues, 1 - Process for oxidizing cracking of non-aromatic hydrocarbons, characterized in that a separately preheated <Desc / Clms Page number 22> stream comprising a non-aromatic hydrocarbon containing at least 2 carbon atoms per molecule and a stream comprising oxygen at a temperature between approximately 540 and 870 C, by indirect heat exchange with the hot reaction products obtained as indicated below, the preheated streams are intimately mixed in proportions such that the oxygen content is between 10 and 35% by weight approximately of the hydrocarbon present, the mixture thus obtained is discharged into a zone reaction in which the hydrocarbon and oxygen react under substantially adiabatic conditions, on retire les produits chauds de la réac- tion de ladite zone en échange indirect de chaleur avec les cou rants des réactifs entrants, et on recueille les produits re- froidis de la réaction. the hot products of the reaction are removed from said zone in indirect heat exchange with the incoming reactant streams, and the cooled products of the reaction are collected. 2 - Procédé tel ue revendioué dans la revendication 1 , caractérisé en ce nue la température de préchauffage est su- périeure à celle à laouelle l'oxygène et l'hydrocarbure réa- gissent spontanément entre eux, mais inférieure à 870 C, ledit préchauffage étant obtenu en faisant passer chacun des courants dans un conduit de préchauffage séparé et isolé, on évacue les- dits courants de ladite zone de préchauffage dans une zone de mélange où ils se mélangent intimement en un temps court de manière qu'il ne s'y produise qu'une faible nuantité de réac- tion, on évacue le mélange dans une zone de réaction dont la surface en contact avec lui est exempte de fer, 2 - A method as claimed in claim 1, characterized in that the preheating temperature is higher than that at which the oxygen and the hydrocarbon react spontaneously with each other, but less than 870 C, said preheating being obtained by passing each of the streams through a separate and insulated preheating duct, said streams are discharged from said preheating zone into a mixing zone where they mix intimately in a short time so that they do not get there. produces only a small amount of reaction, the mixture is evacuated into a reaction zone whose surface in contact with it is free of iron, et on y fait réagir l'hydrocarbure et l'oxygène dans des conditions sensible ment adiabatiques tout en entretenant une vive agitation des réactifs et pendant un temps permettant d'obtenir une réaction sensiblement complète de l'oxygène, on évacue les produits chauds de la réaction de ladite zone et on les refroidit immé- diatement par transfert de la chaleur qu'ils renferment aux conduits de préchauffage de manière à obtenir un rendement de combustion de 50 % au moins. and the hydrocarbon and the oxygen are reacted therein under substantially adiabatic conditions while maintaining vigorous agitation of the reactants and for a time allowing to obtain a substantially complete reaction of the oxygen, the hot products are discharged from the tank. reaction of said zone and they are cooled immediately by transferring the heat which they contain to the preheating ducts so as to obtain a combustion efficiency of at least 50%. 3 -' Procédé tel aue revendiqué dans les revendica- EMI22.1 tions 1 ou 2caraç;.trrisé en ce eue l'hydrocarbure non-aromatiq-¯---¯ <Desc/Clms Page number 23> est un hydrocarbure saturé. 3 - 'Process as claimed in the claims EMI22.1 tions 1 or 2caraç; .trrified in this had the non-aromatic hydrocarbon-¯ --- ¯ <Desc / Clms Page number 23> is a saturated hydrocarbon. 4 - Procédé tel que revendiqué dans la revendica- tion 3 , caractérisé en ce nue l'hydrocarbure saturé est une paraffine. 4 - A process as claimed in claim 3, characterized in that the saturated hydrocarbon is a paraffin. 5 - Procédé tel oue revendiqué dans la revendica- tion 4 , caractérisé en ce que la paraffine est le propane. 5 - A method as claimed in claim 4, characterized in that the paraffin is propane. 6 - Procédé tel nue revendiqué dans la revendica- tion 4 , caractérisé en ce nue la paraffine est un membre du groupe comprenant les butanes et les pentanes. 6 - A method as claimed in claim 4, characterized in that the paraffin is a member of the group comprising butanes and pentanes. 7 - Procédé tel que revendiqué dans n'importe laquel- le des revendications 1 à 6, dans leouel le courant comprenant de l'oxygène est essentiellement de l'air, et les pertes de chaleur provenant de la zone de réaction sont réglées de maniè- re à obtenir un rendement de combustion supérieur à 50% environ 8 - Procédé tel oue revendiqué dans la revendication 4, dans lequel la température de préchauffage des courants res- pectifs de propane et d'air est comprise entre 650 et 760 C environ, et ces courants sont mélangés dans la proportion de 15 à 45 volumes environ d'oxygène pour cent du propane conte- nu dans le mélange ainsi obtenu. 7. A process as claimed in any one of claims 1 to 6, wherein the stream comprising oxygen is essentially air, and the heat losses from the reaction zone are controlled accordingly. - re to obtain a combustion efficiency greater than approximately 50% 8 - A method as claimed in claim 4, wherein the preheating temperature of the respective streams of propane and air is between 650 and 760 C approximately, and these streams are mixed in the proportion of 15 to 45 volumes. about percent oxygen of the propane contained in the resulting mixture. 9 - Procédé tel oue revendiqué dans n'importe laquel- le des revendications 1 à 8, caractérisé en ce que le préchauf- gafe des deux courants se fait séparément par échange indirect de chaleur dans des chemins de préchauffage chauffés par les produits, chauds de la réaction évacués de la zone de réaction. 9 - A method as claimed in any laquel- le of claims 1 to 8, characterized in that the preheating of the two streams is done separately by indirect heat exchange in preheating paths heated by the products, hot from the reaction discharged from the reaction zone. 10 - Procédé tel que revendiqué dans n'importe laquelle des revendications 1 à 9, caractérisé en ce que la vitesse spatiale du mélange des réactifs dans la zone de réac- tion est de 5000 à 40.000 mètres cubes environ de mélange de réactifs (mesurés à l'état de vapeur ou gaz à 15 6 C et sous la pression atmosphérique) par mètre cube d'espace réactionnel et par heure, multiplié par le rapport de la pression réelle absolue régnant dans la zone-de réaction à la pression atmos- phé rique. 10 - A method as claimed in any one of claims 1 to 9, characterized in that the space velocity of the mixture of reactants in the reaction zone is from 5000 to 40,000 cubic meters approximately of mixture of reactants (measured at the state of vapor or gas at 15 6 C and under atmospheric pressure) per cubic meter of reaction space and per hour, multiplied by the ratio of the actual absolute pressure prevailing in the reaction zone to the atmospheric pressure rique. 11 - Procédé tel que revendinué dans la revendica- tion 10, caractérisé en ce que la durée de séjour dans la <Desc/Clms Page number 24> zone de réaction est maintenue au voisinage de 0,05 seconde et les réactifs sont mélangés en moins de 0,0015 seconde dans une zone de mélange contiguë à la zone de réaction et d'un vo- lume inférieur à 3% du volume de ladite zone de réaction. 11 - A method as claimed in claim 10, characterized in that the length of stay in the <Desc / Clms Page number 24> reaction zone is maintained in the vicinity of 0.05 seconds and the reagents are mixed in less than 0.0015 seconds in a mixing zone contiguous to the reaction zone and of a volume less than 3% of the volume of said reaction zone. reaction zone. 12. - Procédé tel nue revendiqué dans la revendication 8, caractérisé en ce au'on obtient un produit gazeux d'un pou- voir calorilique et d'une densité prédéterminée situés entre les droites AB et CD du graphique de la Fig. I du dessin ci- joint en maintenant un renaement de combustion supérieur à 50% et une corrélation telle entre le rendement de combustion et le pourcentage d'oxygène (par rapport au propane) dans le mélange des réactifs oue ledit pourcentage se trouve entre les limites ae 15 et 45. 12. - A method as claimed in claim 8, characterized in that one obtains a gaseous product of a calorilic power and of a predetermined density located between the lines AB and CD of the graph of FIG. I of the attached drawing while maintaining a combustion rate greater than 50% and such a correlation between the combustion efficiency and the percentage of oxygen (relative to propane) in the mixture of reactants where said percentage is between the limits ae 15 and 45. 13?- A titre de produit industriel nouveau:, une com- position caractérisée en ce ou'elle comprend du gaz obtenu par réaction dans des conditions de production de chaleur sensible- ment autogènes d'un mélange formé d'environ 10 à 35 parties en poids d'oxygène et de 100 parties en poids d'hydrocarbure non- aromatioue contenant au mois 2 atomes de carbone par molécule, la teneur calorifique brute dudit produit étant d'au moins 95% environ de la teneur calorifique brute de l'hydrocarbure réagis sant. 13? - As a new industrial product :, a composition characterized in that it comprises gas obtained by reaction under conditions of substantially autogenous heat production of a mixture formed from about 10 to 35 parts. by weight of oxygen and 100 parts by weight of non-aromatic hydrocarbon containing at least 2 carbon atoms per molecule, the gross calorific content of said product being at least about 95% of the crude calorific content of the hydrocarbon reacting health. 14 - Nouveau produit industriel formé par une compo- sition comprenant du gaz sensiblement exempt d'eau obtenu par refroidissement en dessous du point de rosée du produit formé par réaction dans des conditions de production de chaleur sen- siblement autogènes d'un mélange formé d'environ 10 à 35 par- ties en poids d'oxygène et de 100 parties en poids d'hydrocar- bure non-aromatinue contenant au moins 2 atomes de carbone par molécule, la teneur calorifique brute dudit produit étant d'au moins 95 % environ de la teneur calorifique brute de l'hydro- carbure réagissant. 14 - New industrial product formed by a composition comprising gas substantially free of water obtained by cooling below the dew point of the product formed by reaction under conditions for the production of substantially autogenous heat of a mixture formed of about 10 to 35 parts by weight of oxygen and 100 parts by weight of non-aromatic hydrocarbon containing at least 2 carbon atoms per molecule, the gross calorific content of said product being at least 95% about the crude calorific content of the reacting hydrocarbon. 15 - Composition oui comprend du gaz sensiblement exempt d'eau obtenu par refroidissement en-dessous du point de rosée du produit formé par réaction d'un mélange comprenant <Desc/Clms Page number 25> de 10 à 35 parties en poids environ d'oxygène sous forme d'air et 100 parties en poids de propane, ladite réaction étant con- duite dans des conditions thermioues substantiellement auto- gènes telles que le point représentant le pouvoir calorifioue exprimé en kilocalories par mètre cube du produit et de la te- neur en propane non transformé, exprimé en pourcents du pro- pane alimenté,du produit se trouve à gauche et au-dessus de la ligne IX de la Fig. II des dessins. 15 - Composition yes comprises gas substantially free of water obtained by cooling below the dew point of the product formed by reaction of a mixture comprising <Desc / Clms Page number 25> from about 10 to 35 parts by weight of oxygen in the form of air and 100 parts by weight of propane, said reaction being carried out under substantially autogenous thermal conditions such that the point representing the calorific value expressed in kilocalories per cubic meter of the product and the unconverted propane content, expressed as percent of the propane fed, of the product is to the left of and above line IX in FIG. II of the drawings. 16 - Le produit gazeux formé par le procédé de cracking oxydant a'hydrocarbures non-aromatiques,substantielle- ment tel que revendiqué dans n'importe laouelle des revendi- cations 1 à 12. 16. The gaseous product formed by the non-aromatic hydrocarbon oxidative cracking process, substantially as claimed in any one of claims 1 to 12. 17 - Procédé de cracking oxydant d'hydrocarbures non- aromatiques, substantiellement tel nue décrit. 17 - A process for oxidative cracking of non-aromatic hydrocarbons, substantially as described. 18 - Procéda de cracking oxyaant de propane, substan- tiellement comme décrit en se rapportant aux dessins ci-joints. 18 - Propane oxidative cracking process, substantially as described with reference to the accompanying drawings.
BE488064D BE488064A (en)

Publications (1)

Publication Number Publication Date
BE488064A true BE488064A (en)

Family

ID=133351

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
BE488064D BE488064A (en)

Country Status (1)

Country Link
BE (1) BE488064A (en)

Similar Documents

Publication Publication Date Title
CA2559850C (en) Process for producing synthesis gas by steam reformation in a reactor-exchanger
CA2559851C (en) Synthesis gas production process coming from a first synthesis gas obtained by steam reforming and a second synthesis gas obtained by partial oxidation
EP0226487B1 (en) Process for the thermal conversion of methane into hydrocarbons with a higher molecular weight
EP0319369B1 (en) Process and apparatus for the conversion of hydrocarbons
CH436236A (en) Process for manufacturing a gas containing methane
BE501930A (en)
BE488064A (en)
FR2507615A1 (en) PROCESS FOR THE PRODUCTION OF GASEOUS MIXTURES BY PARTIAL OXIDATION
FR2589859A1 (en) Process for the thermal conversion of methane to higher molecular weight hydrocarbons
BE485344A (en) PROCESS FOR THE PREPARATION OF BLACK SMOKE
BE495086A (en)
BE478320A (en)
BE496874A (en)
BE420759A (en)
EP1441980A1 (en) Method and device for generating hydrogen by high temperature conversion with water vapour
BE554770A (en)
BE544124A (en)
CA2039113A1 (en) Saturated hydrocarbons converter and process thereof
BE398774A (en)
BE474683A (en)
BE331467A (en)
BE568638A (en)
BE497121A (en)
BE544764A (en)
BE505407A (en)