DE2824838C2 - Thermisches Kracken von Kohlenwasserstoffen - Google Patents

Thermisches Kracken von Kohlenwasserstoffen

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DE2824838C2
DE2824838C2 DE2824838A DE2824838A DE2824838C2 DE 2824838 C2 DE2824838 C2 DE 2824838C2 DE 2824838 A DE2824838 A DE 2824838A DE 2824838 A DE2824838 A DE 2824838A DE 2824838 C2 DE2824838 C2 DE 2824838C2
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Description

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum thermischen Kracken von Kohlenwasserstoffen durch Einleiten einer flüssigen Erdölbeschickung als mindestens einen Flüssigkeitsstrom in einem Strom heißer, gasförmiger Verbrennungsprodukte, die durch Verbrennen eines Brennstoffs mit einem Oxidationsmittel in Gegenwart von Wasserdampf in einer Vorrichtung gebildet werden, die eine Verbrennungs-Mischzone und eine stromabwärts liegende Reaktionszone aufweist, wobei der bzw. die Flüssigkeitsströme in einem Einfuhrungswinkel von 120 bis 150° zur stromabwärts gerichteten Strömungsachse des gasförmigen Verbrennungsproduktstromes eingeleitet werden.
Im »Advanced Cracking Reaction« (ACR) Verfahren wird ein Strom heißer gasförmiger Verbrennungsprodukte in der Verbrennungszone einer ersten Stufe gebildet. Die beißen gasförmigen Verbrennungsprodukte können durch Verbrennen vieler verschiedener fließbarer (z. B. gasförmiger, flüssiger oder verwirbelter, fester) Brennstoffe in einem Oxidationsmittel und in Anwesenheit von überhitztem Wasserdampf entwickelt werden. Dann wird die zu krackende Kohlenwasserstoffbeschickung in einer zweiten Stufe in den heißen, gasförmigen Strom der Verbrennungsprodukte eingeführt und zwecks Krackung gemischt Nach Abschrecken in einer dritten Stufe werden die Verbrennungs- und Reaktionsprodukte dann vom Strom abgetrennt
Bei einem solchen Verfahren hat es sich zur Erzielung entsprechender Reaktionsergebnisse als wesentlich erwiesen, daß man ein wirksames Mischen von Gas- und flüssiger Phase erreicht, um den notwendigen Kontakt zwischen den beiden reagierenden Phasen zu erhalten.
Es hat bereits viele Versuche gegeben, das Mischen von Gas- und flüssiger Phase in einem solchen Verfahren zu verbessern, die bisherigen Versuche trafen jedoch auf Grenzen.
Das eingangs genannte Verfahren ist in der US-PS 38 55 339 beschrieben. Die Verbesserung der Mischergebnisse war durch das erreichbare Maß εη Eindringen des Flüssigkeitsstromes in den Strom heißer, gasförmiger Verbrennungsprodukte begrenzt
Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, die Krack-Ausbeute und die Reproduzierbarkeit des Verfahrens zu erhöhen. Dies wird erfindungsgemäß dadurch erreicht, daß durch die Anwendung eines Schutzgasmantels eine höhere Eindringtiefe der flüssigen Kohlenwasserstoffbeschickung in den Verbrennungsgasstrom und eine bessere Durchmischung in diesem Verbrennungsgasstrom erreicht werden als bei Verwendung eines nichtummantelten Flüssigkeitsstromes.
Gegenstand der Erfindung ist daher ein Verfahren der eingangs genannten Gattung, das dadurch gekennzeichnet ist, daß man den bzw. die Flüssigkeitsströme mit einem gleichzeitig eingeleiteten ringförmigen Mantelstrom eines schützenden Gases umgibt, das eine zur Impulserhöhung ausreichende Strömungsgeschwindigkeit und eine Temperatur aufweist, die nicht wesentlich unter der des bzw. der Flüssigkeitsströme liegt.
Es wurde gefunden, daß der bevorzugte Einführungswinkel für die besten Mischergebnisse 135° zur stromabwärts liegenden Strömungsachse des Stromes heißer, gasförmiger Verbrennungsprodukte beträgt.
Es wurde gefunden, daß man zwar eine Anzahl von Gasen als Gasmantel verwenden kann, daß man jedoch die besten Gesamtergebnisse des Verfahrens erreichen kann, wenn man Wasserdampf als Gasmantel verwendet.
Daten und Berechnungen haben gezeigt, daß sich die mögliche Eindringung um etwa 8% erhöht und durch einen zusätzlichen Impuls um 2%, verursacht durch den Gasmantel, bewirkt wird. Vermutlich ist das Impulsverhältnis eine wichtige Variable. In Fällen hoher Konzentrationen an flüssiger Beschickung, wie sie hier verwendet werden, beschleunigt das Gas die flüssigen Teilchen und erhöht tatsächlich den Impuls derselben und daher das Eindringen. So unterstützt der Gasmantel, wenn er einen ausreichend hohen Impuls liefert, das Eindringen des Flüssigkeitsstroms in den quer dazu strömenden Gasstrom. Dabei soll keine wesentliche Verdünnung des Verbrennungsproduktstromes erfolgen, vorzugsweise nicht mehr als 10%.
Ein maximaler Effekt wird erfindungsgemäß bei Anwendung kleiner Mantelquerschnittsflächen erzielt:
Hierbei bedeuten:
Q = Staudruckverhältnis mit Mantel
q = Staudruckverhältnis ohne Mantel
rhg = Mantelgasdurchsatz in kg/sec
mL = Flüssigkeitsdurchsatz in kg/sec
U1. = Gasgeschwindigkeit in m/sec
U1. = lineare Flüssigkeitsstrahlgeschwindigkeit in m/sec
Das Staudruckverhältnis ohne Mantel {q) ist wie folgt definiert:
Hierbei bedeuten:
Qghs = Gegenstrom-Gasstaudruck, bar
15 gGas = 14,5038 · [1/2 ρ V1] Gas = />„ · M γ/2
wobei
ρ = Mantelgasdichte, g/cm3 · 0,01602
/ίο = statischer Gegenstrom-Gasdruck an der Strahfinjektionsstelle, bar
M = Gegenstrom-Gas-Machzahl
γ = spezifische Wärme des Gegenstromgases
iFtüssigkn, = Flüssigkeitsstrahlstaudruck, bar
s
f IfNhHM, = 14,5038 [1/2 ρ V2] Flüssigkeit = C2„ Pinj
wobei
ρ = Mantelgasdichte, g/cm3 - 0,01602
Cd = Flüssigkeitsstrahlinjektordüsen-Ausstoßkoeffizient
P,„j = Flüssigkeitsstrahl-Injektionsdruck, bar
Die vorstehenden Gleichungen zeigen, daß kleine Mantelquerschnittsflächen eine hohe Gasgeschwindigkeit Ug bei vorgegebenem Mantelgasdurchsatz mg bewirken. Geschwindigkeiten des Mantelgases über 75 m/sec sind bevorzugt. Die Bedingung Q = q bei /n„ = 0 entspricht dem Stand der Technik bezüglich des Eindringens des Flüssigkeitsstromes in den Gasstrom.
Daher kann das Staudruckverhältnis q, das das Eindringen der Flüssigkeit in ein quer dazu strömendes Gas steuert, auf einen höheren Wert Q eingestellt werden, wenn ein Gasmantel angewandt wird. Der entscheidende Vorteil des Gasmantels besteht darin, daß die Flüssigkeitströpfchen (a) einen zusätzlichen Impuls bekommen und/oder (b) ihren ursprünglichen Impuls länger bewahren, was beides das Eindringen der Flüssigkeit in den quer dazu strömenden Gasstrom erhöht. Der Gasmantelimpuls kann durch Ändern des Gasdurchsatzes, der Gasgeschwindigkeit, der Mantelquerschnittsfläche oder der Gasdichte eingestellt werden. Zweckmäßig entspricht die Form des Mantels derjenigen der Flüssigkeitsdüsenöflhung, so daß er das gesamte flüssige Sprühgut umgibt.
Das erfindungsgemäße Verfahren wird nun mit Bezug auf die Zeichnungen veranschaulicht.
In den Zeichnungen ist F i g. 1 ein schematischer Teilschnitt durch den Verbrennungsbrenner, Reaktor und die Abschreckzonen einer zur Durchführung der erfindungsgemäßen thermischen Krackung von Kohlenwasserstoffen geeigneten Vorrichtung.
F i g. 2 ist eine schematische graphische Darstellung eines Teils der Verbrennungs- und Reaktionszonen einer zur Durchführung der erfindungsgemäßen thermischen Krackung von Kohlenwasserstoffen geeigneten Vorrichtung.
Fig. 3a und 3b sind ein schematischer Längsschnitt bzw. Querschnitt von erfindungsgemäß verwendbaren Düsen zur Einführung von Flüssigkeit.
F i g. 4a und 4b sind ein schematischer Längs- bzw. Querschnitt von modifizierten, erfindungsgemäß verwendbaren Einführungsdüsen.
Die in Fig. 1 dargestellte Vorrichtung umfaßt eine Verbrennungszone 10, die durch die Halsteilzone 12 mit einer sich nach außen erweiternden Reaktionszone 14 in Verbindung steht. Eine Abschreckzone 16 ist am stromabwärts liegenden Ende der Reakiionszone 14 angeordnet. Diese Drei-Stufen-Reihe von Behandlungszonen ist in einer Vorrichtung enthalten, die aus wärmefestem Material 18 besteht und innere, wärmefeste Auskleidungen 20 der Zonenwände hat.
In dem sich verengenden Basistei I der Verbrennungszone 10 ist eine Vielzahl von Einführungsdüsen 22 für die flüssige Phase angebracht. Die Düsen liegen um die Peripherie der Verbrennungszone 10, die vorzugsweise einen kreisförmigen Querschnitt hat, was auch für die anderen Zonen der Vorrichtung gilt.
Die Einführungsdüse 22 der flüssigen Phase hat einen abgestuften ringförmigen zentralen Durchgang 24 für den Strom der im ACR-Verfahren zu krackenden flüssigen Kohlenwasserstoffbeschickung. Ein ringförmiger Durchgang 26 umhüllt den zentralen Durchgang 24 und dient dem Strom eines ringförmigen Gasmantels aus einem Schutzgas, wie Wasserdampf, das aus der Düse um den Beschickungsstrom austritt.
Die Eingangsströme aus Beschickung und Schutzgas werden vor Zufuhr zu den Flüssigkeits-Einführdüsen 22 auf die gewünschte Temperatur vorerhitzt (nicht gezeigt).
Nach Ausstoßen der Ströme 30 aus der Düse 22 werden die ummantelten Beschickungsgasströme in den heißen, gasförmigen Verbrennungsproduktstrom (Brennergas) eingeführt, der von der Verbrennungszone 10 zur Mischhalszone 12 strömt, wo das anfängliche Mischen erfolgt. Die ausgestoßenen Ströme 30 werden nach Eintritt in den Strom der heißen, gasförmigen Verbrennungsprodukte der Impulswirkung des letztgenannten Stromes ausgesetzt und in der in Fig. 2 gezeigten Weise abgelenkt.
Wie ersichtlich, folgt der gemeinsame Strom aus ummantelter, flüssiger, aus Düse 22 ausgestoßener Beschickung einer sich nach außen erweiternden gekrümmten Bahn, die in einem Fall im Bereich zwischen den Kurven 32a und 326 liegt. Es wird daraufhingewiesen, daß der Hauptanteil des eingeführten Stromes den heißen, gasförmigen Verbrennungsproduktstrom nicht wesentlich über die Vertikalachse (Ordinate) von Fi g. 2, auf der die Breite aufgetragen ist, der Verbrennungszone 10 oder der Mischhalszone 12 hinaus durchdringt. Für eine andere Kombination von Einführungsbedingungen mit etwas niedrigerem Impuls des ummantelten Flüssigkeitsstromes definieren die gestrichelten Kurven 34a und 346 den Bereich, über den die Einführung erfolgt, is Wie ersichtlich, ist die Ablenkung aufgrund der Wirkung des höheren Impulses des heißen Verbrennungsproduktstromes relativ zum Impuls des Flüssigkeitstromes stärker ausgeprägt.
Wie in Fig. 1 dargestellt, wird das Abschreckfluid durch die Einla[lleitung36 und die entsprechenden Öffnungen 38 in die Abschreckzone 16 eingeführt.
Die in Fig. 3a und 3 b gezeigten Fiüssigkeitseinführungsdüsen 22, haben eine abgestufte, zentrale Leitung24 für die flüssige Beschickung und eine äußere, ringförmige Leitung 26 für das schützende Gas, das durch die Einlaßleitung 28 eingeführt wird. In den Düsenausführungsformen gemäß F i g. 4a und 4b sind der Düsenkörper, die zentrale Leitung 24 und die äußere, ringförmige Schutzgasleitung 26 alle fächerförmig bzw. augenförmig, und liefern einen flacheren ausgestoßenen Strom als bei der Ausführungsform von Fig. 3a und 3 b.
Es wird darauf hingewiesen, daß die abgestufte Verengung des zentralen Durchgangs der flüssigen Beschickung bei den Düsen der in den Zeichnungen dargestellten Ausführungsformen mit anderen Merkmalen des inneren Durchganges in bekannter Weise zusammenarbeitet, um eine Wirbelströmung der Flüssigkeit durch und aus dem Durchgang heraus zu ergeben. Diese Wirbelströmung hat sich als günstig erwiesen, um später ein wirksameres Mischen der Flüssigkeit mit dem Strom heißer, gasförmiger Verbrennungsprodukte nach Einführung in denselben zu erhalten.
Beispiele des erfindungsgemäßen Verfahrens beim Mischen von Flüssigkeiten und Gasen in thermischen Kohlenwasserstoff Krackverfahren sind in der folgenden Tabelle I angeführt.
Die Symbole P1, P„ und Plnj sind folgendermaßen definiert:
P, = Gegenstromgas-Stau oder -Gesamtdruck, bar
Ρ«, = statischer Gegenstrom-Gasdruck an der Strahlinjektionsstelle, bar
P,„j = FlüssigkeitsstrahHnjektionsdruck, bar
Tabelle I
Versuch Nr. P1 (bar)
, (bar)
PJP,
P,nj (bar,
Überdruck)
% Strom Gasmantelrotometer
1* ) 1,737 1,019 0,59 94,98 Keiner
2 1,744 1,027 0,59 94,98 29,0% (bei 19°C 3,12 bar)
3 1,744 1,026 0,59 94,55 34,1% (bei 19°C 3,80 bar)
*) Vergleichsversuch
In jedem der drei Versuche von Tabelle I wurde dieselbe Flüssigkeitseinführdüse mit demselben Einführungswinkel, senkrecht zur stromabwärts liegenden Strömungsachse des heißen, gasförmigen Verbrennungsproduktstromes, verwendet. In jedem Fall wurde eine Düse mit den folgenden Eigenschaften verwendet:
Wirbel-Typ, zentraler Öffnungsdurchmesser D0 = 0,20 cm, Flüssigkeitsstrahlinjektordüsen-Ausstoßkoeffizient (dimensionslos) Cd = 0,70, Erweiferungswinkel des Sprühgutes Θ = 23,01°.
Es wird daraufhingewiesen, daß innerhalb von weniger als 1% PJP, und PiaJ für alle drei Versuche konstant sind. Dies bedeutet, daß die querströmenden Gasströme und Flüssigkeitsströme gleich sind, und daß der einzige Unterschied im Eindringen auf der Wirkung des Gasmantels beruht
In Versuch 1 ist die eingeführte Flüssigkeit nicht ummantelt (Vergleichsversuch), während in Versuch 2 und3 die Flüssigkeitsströme durch einen unterschiedlichen Manteldruck geschützt sind, während die Flüssigkeitsströme praktisch denselben Druck haben. _
Die folgende Tabelle II gibt Daten zur Berechnung der Staudruckverhältnisse q ohne Mantel, wie sie in den drei Versuchen von Tabelle I erreicht wurden.
Tabelle II
Versuch 1*), 2 und 3
PJP, 0,59 5
P111, 94,48-94,55 bar Überdruck
T111111, 2980K
7-,,,, 255,9°K
Mach-Zahl 0,91
Schallgeschwindigkeit 320 m/sec io
Gasgeschwindigkeit 290 m/sec
Qgos 0,549 bar
gnossigkrii 46,3 bar
QStaudmckwriiallnis '"
15 *) Vergieichsversuch
Für die in Tabelle I genannten Versuche werden zwei Abstände von 60 bzw. 120 mm gewählt, die sich jeweils von der Düsenöfihung stromabwärts erstrecken; siehe Fig. 2. Wenn der Strahl aus der Düse austritt und sich 20 zum Zentralbereich des Reaktors bewegt, wird der ursprünglich nach oben gerichtete Strom von Flüssigkeitströpfchen durch die Trägergasströmung nach unten abgelenkt. Der vom äußersten Bereich des Strahls an jeder Stelle entlang der Reaktorlänge erreichte Radialabstand stellt die maximale Penetration dar. Die jeweiligen Penetrationstiefen werden anhand von photographischen Funkenschattendaten ermittelt. Die Erhöhung der Eindringtiefe und das damit verbundene wirksame Mischen für die aufeinanderfolgenden Versuche zeigt 25 sich aus den Daten von Tabelle III, in welchen das Eindringen ohne Mantel von Vergleichsversuch 1*) vom ummantelten Strom mit höherem Impuls von Versuch 2 überboten wurde, wobei wiederum der ummantelte Strom von Versuch 3 mit noch höherem Impuls die vorherigen Werte übertraf.
Die folgenden Berechnungen für die beiden Versuche 2 und 3 von Tabelle I zeigen die Verbesserung der Staudruckverhältnisse mit Mantel. 50 Hierbei errechnet sich die Mantelquerschnittsfläche nach folgender Gleichung:
Tabelle III stromabwärts liegender Eindringtiefe
Versuch Nr. Abstand
(mm) (mm)
60 81,00
1*) 120 103,23
1*) 60 85,36
2 120 106,09
2 60 90,27
3 120 106,91
3
*) Vergleichsversuch
As = ^-(
wobei:
D0 = äußerer Manteldurchmesser
D1 = innerer Manteldurchmesser
Die Ringmantelgasfläche ist die Fläche der Leitung 26 von Fi g. 3 b, die im wesentlichen ein Maß für die Gasmenge darstellt, die durch den Ringraum 26 fließen kann.
Der Rotoräquivalentfluß wird mit einem Gasströmungsmesser bestimmt, der den Gasdurchsatz mit einer 100%igen Skala mißt. Der Aquivalentfluß in Versuch 2 beträgt nur 29% der vollen Skala; deshalb ergibt sich ein j
Wert von 29% X 1150 ftVh = 333,50 ftVh oder 9,4447 m3/h. 65 j
Berechnungen
Basis: Rotometeräquivalentfiuß bei 100% (scfh) = 32,57 nrVh (1150 ftVh)
Vers. 2 0,29 X 1150 = 333,50 Äquivalentfluß bei 29%
Vers. 3 0,341 X 1150 = 392,15 Äquivalentfluß bei 34,1%
- , „ . Äquivalentfluß (scfh) Qs (scfh) *-
1/ 14,7 |/460
14,7 + psig V 530
Vers. 2 Q, = 16,639 m3 bei 19°C; 3,12 bar (587,56 scfh bei 19°C; 30,6 psig) Vers. 3 Q1 = 21,598 m3 bei 19°C; 3,80 bar (762,65 scfh bei 19°C; 40,5 psig)
Vers. 2Q = 5,36 m3h (189,30 cfh)
Vers. 3Q = 5,71 m3h (201,64 cfh)
äußerer Manteldurchm., Ds0 = 0,361 inch = 9,17 mm äußerer Düsendurchmes. (innerer Manteldurchm.), DSI = 7,5 mm
Mantelquerschnittsfläche, As = j (D2 S0 ~ D2 SI) =21,86 mm2
Vers. 2 U = 68,11 m/sec (223,47 ft/sec) Vers. 3 U = 72,55 m/sec (238,04 ft/sec)
Vers 2 ρ (kg/m3) = 3 685 bei 19°C; 3,12 bar (0,23 lb/ft3 bei 19°C; 30,6 psig) aus Idealer Gasgleichung Vers. 3 ρ (kg/m3) = 4,486 bei 19°C; 3,80 bar (0,28 lb/ft3 bei 19°C; 40,5 psig)
UA
^(0,453 kg/sec)=
Vers. 2 ihK = 0,0121 lb/sec = 0,00549 kg/sec
ihg = 0,0157 lb/sec = 0,00712 kg/sec mL = 0,665 lb/sec = 0,302 kg/sec
U, =
L
= (0,665) (4) (144) = , (315 61 ft/sec)
(619) (0079^)
L PlA1. (61,9) (0,079^)
geschätzte Wirkung: Q=^l + f-^J (7^)J
_
Vers. 2 Q = 1,0129?
Die folgenden Beispiele I und II wurden am 14.12.1982 nachgereichL Es wurde Wasserstoff (Beispiel I) bzw. ein Ethan/Wasserdampf-Gemisch (Beispiel II) als Mantelstrom eingesetzt.
Beispiel I
Wasserstoff als Gasmantel
ACR-Pilotanlage
Bedingungen
HrStrom = 1,7 kg/h ma (3,7 lb/h) Vakuum-Gasöl-Strom = 45 kg/h m L (100 lb/h)
Flüssigkeitsgeschwindigkeit
SL = 0,68 für Vakuum-Gasöl bei 3700C, 138 bar
somit: L = 0,68 X 62,4 = 679 kg/m3 (42,4 lbm/ft3)
Injektordüsendurchmesser = 0,4 mm (0,0158 inch) 10
Gesamtflüssigkeitsstromfläche = 4 X f X (0,4)2 mm2 (0,005187 cm2; 0,000804 in2)
= 5,187 ■ 10"3 cm2 (5,58 X 10"6 ft2)
4 Injektoren IS
Ig somit:
„ 100 lb/h ,,., . ,,.-κ, s
Ul = = 3^6m/sec(117ft/sec)
Gasgeschwindigkeit
[ .. _ BIß
innerer Ringdurchmesser = 1,7 mm (5,58 X 10"3 ft)
äußerer Ringdurchmesser = 3,5 mm (1,15 x 10~2 ft)
Ac = f X 4 X (1,15 X 10"2)2 - (5,58 X 10"3)2 = 0,294 m2 (3,17 X 10"4 ft2)
Injektoren
TG = 25°C (536°R)
G =Zcffi,= ^.^„tWßlbrt)
R-T io,73 536°R
in2 - Rmol
somit
= 32,9 ni/seC( 108 ft/sec)
U°
somit: Q = q fl + ^-^-1 ist 45
L mL U1J
100 · 117J
_ so
Q = 1,034 q
Beispiel II
Ethan und Wasserdampf als Gasmantel; Naphtha als flüssiger Strom 55
Bedingungen
f Ethan-Strom 68 kg/h (150 VaIh) \ , - ,
Mantel \ Wasserdampf-Strom 40,7 kg/h (200 lb/h) J (m*' 60
I Naphtha-Strom 817,8 kg/h (1803 lb/h) (/kJ
Alle Durchsätze werden von on-Iine-Meßvorrichtungen gemessen, die die Ergebnisse an das Regelsystem
und den Daten-Sammelcomputer weitergeben.
65 Flüssigkeits-(Naphtha)-Geschwindigkeitsberechnung
QUa = Cd ^Injektor
Cd = Ausstoß-Koeffizient (dimensionslos), kalibriert zu 0,70
- (693 + 14,7) = 91,84 bar (1332 psi) Öldruck Prozeßgasdruck
somit:
Iu, = 44,97 bar (652,0 psi)
und 10
bei
pL = SgL X 62,4 lb/ft3 = 0,394 X 62,4 = 0,394 g/cm3 (24,58 Ibm/ft3)
Flüssig- spezifisches Wasserdichte spezifisches Gewicht von
keits- Gewicht Naphtha bei T = 2400C und
dichte der Flüssig- 1416 psia (97,6 bar) gj'
keit (API-Verfahren) |
somit: : jf
= 2 ILi, = 2(652,0)lbf/in2 32,174Ib1nZR χ 144 in2 " ff
1 pL 24,58IbnZR3 lbpsec2 ft2
ge Umwand- Umwandlungslungs-
faktor faktor
UL = 496 ft/sec = 151,2 m/sec
Gasgeschwindigkeitsberechnung
Ug =
:
mG = 68 kgZh (150 lb/h + 90,7 kgZh (200 IbZh) = 158,7 kgZh (350 lb/h) Gemisch jj Ethan Wasserdampf
oder
5 HiolZh + 11,1 molZh = 16,1 molZh Ethan Wasserdampf Gesamt
somit:
4S
Molfraktion Ethan = —- = 0,31
16,1
Molfraktion Wasserdampf = ~— = 0,69 16,1
Molekulargewicht Gemisch = (0,31) (30) + 0,69 (18) = 9,852 Mol kg (21,72 Ib mole)
Molekulargewicht H2O
55 MG P PGMWG Molekular
gewicht
C2H6
Gasdichte Ideale RuTg
_ Peas -
Tmlx · 		Gasgleichung
60 = (69,3 + 14,7)
am Ringausgang
= 2000C = 852°R
65 = 5,8 bar (84 psia)
J 28 24 838 Hierzu 2 Blatt Zeichnungen I 5 • 10
I 84 lbf/in2 21,72 lbm/mol 00 Ibn _, , BB(r /f¥l3
15
I 10'73 in2°Rmol
4 Injektoren, jeder mit einem Ring von: 20
Äußerer Manteldurchmesser = 10 mm
Innerer Manteldurchmesser (DOsen-Außendurchmesser) = 8 mm		 25
Einzelringfläche = £ (I02-82) = 28,26 mm2 (0,0438 in2) 30
Gesamtstromfläche = 4 X 0,0438 in2 = 0,1752 in2
4 Injektoren = 0,00122 fit2 = 1,13 cm2
mG 35Olb/h , 35
" PgA 0,199 ib/fV X 0,00122Tt2X(SOOOSeCZh) ' m sec ^ υυ sec^
E Umwand-
■ lungsfaktor		 40
M Geschätzte Wirkung (Ethan + Wasserdampf-Gemisch) 45
^ 9L 1803-496 J 50
Q = 1,156 q '55
60
65
m

Claims (3)

Patentansprüche:
1. Verfahren zum thermischen Kracken von Kohlenwasserstoffen durch Einleiten einer flüssigen Erdölbeschickung als mindestens einen Flüssigkeitsstrom in einen Strom heißer, gasförmiger Verbrennungsprodukte, die durch Verbrennen eines Brennstoffs mit einem Oxidationsmittel in Gegenwart von Wasserdampf in einer Vorrichtung gebildet werden, die eine Verbrennungs-Mischzone und eine stromabwärts liegende Reaktionszone aufweist, wobei der bzw. die Flüssigksitsströme in einem Einführungswinkel von 120 bis 150° zur stromabwärts gerichteten Strömungsachse des gasförmigen Verbrennungsproduktstromes eingeleitet werden, d a d u rc h g e k e nn ζ e i c h η a t, daß man den bzw. die Flüssigkeitsströme mit einem gleichzeitig eingeleiteten ringförmigen Mantelstrom eines schützenden Gases umgibt, das eine zur Impulserhöhung ausreichende Strömungsgeschwindigkeit und eine Temperatur aufweist, die nicht wesentlich unter der des bzw. der Flüssigkeitsströme liegt
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Einführungswinkel 135° beträgt
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß das schützende und Impuls-erhöhende Gas Wasserdampf ist
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