DE687356C

DE687356C - Verfahren zur Druckwaermespaltung von Kohlenwasserstoffoelen

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Publication number: DE687356C
Application number: DE1931U0011469
Authority: DE
Original assignee: Universal Oil Products Co
Current assignee: Universal Oil Products Co
Priority date: 1931-04-07
Filing date: 1931-10-01
Publication date: 1940-03-27

Description

Verfahren zur Druckwärmespaltung von Kohlenwasserstoffölen Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zur Druckwärmespaltung von Kohlenwasserstoffölen, wie Rohöle, getoppte Rohöle, Destillationsrückstände, Gasöle und Leuchtölfraktionen, bei dem die Ausgangsöle unter Druck auf Spalttemperatur erhitzt, dann einer Hochdruckzone und von dort einer Niederdruckzone zugeführt werden.
Es sind zahlreiche Druckwärmespaltverfahren bekannt, bei denen. das Ausgangsöl unter Druck auf Spalttemperatur erhitzt, dann einer Hochdruckzone und von dort einer Niederdruckzone zugeführt wird. Bei einzelnen dieser Verfahren wird das erhitzte Öl in den unteren Teil, bei anderen in den oberen Teil der Hochdruckzone eingeleitet. Bei einigen der bekannten Verfahren werden alle dampfförmigen und flüssigen Spaltprodukte als Gemisch durch eine gemeinsame Leitung aus dem mittleren oder oberen Teil der Hochdruckzone entnommen, so. daß diese Zone ständig eine beträchtliche Flüssigkeitsmenge enthält, die den Dampfraum oberhalb des Flüssigkeitsspiegels verkleinert. Bei den Verfahren, bei denen die Spaltprodukte in den oberen Teil der Hochdruckzone ohne Erhöhung der Temperatur der Spaltprodukte in dieser Zone eingeleitet werden, werden die Spaltdämpfe auch oben aus dieser Zone abgezogen, während die nicht verdampften Anteile der Spaltprodukte bei gleichzeitiger Aufrechterhaltung eines gewissen Flüssigkeitsspiegels unten aus der Hochdruckzone in flüssigem Zustand in die Niederdruckzone zur Nachverdampfung abgeleitet werden.
Im Gegensatz zu den bekannten Verfahren werden erfindungsgemäß alle aus der Erhitzungszone kommenden Spaltprodukte ohne Temperaturerhöhung durch die Hochdruckzone abwärts geführt und - so schnell zur Niederdruckzone abgeführt, daß jegliche Ansammlung von flüssigen Spaltprodukten in der Hochdruckzone ausgeschlossen ist.
Vorzugsweise werden die gesamten flüssigen und dampfförmigen Spaltprodukte unten aus der Hochdruckzone durch eine gemeinsame Leitung ununterbrochen abgezogen. Gegebenenfalls können jedoch auch dampfförmige Spaltprodukte, nachdem sie einen überwiegenden Teil der Hochdruckzone abwärts durchlaufen haben, aus dieser getrennt von den restlichen Spaltprodukten abgetrennt werden.
Die erhitzten Ausgangsöle, die in der erweiterten, langen und vorzugsweise aufrecht stehenden Hochdruckzone einer Spaltung unterworfen werden, befinden sich im Verdampfungszustand. Durch die Abführung aller Spaltprodukte unten aus der Hochdruckzone wird verursacht, daß die Spaltdämpfe zumindest einen überwiegenden Teil der Hochdruckzone abwärts durchstreichen. Der Hauptzweck dieser Führung der Spaltprodukte besteht darin, eine möglichst lange Reaktionszeit für alle dampfförmigen Kohlenwasserstoffe in der Hochdruckzone zu erhalten und den bei den bekannten Verfahren üblichen verkürzten Durchlauf eines Teils der dampfförmigen Spaltprodukte zu verhindern, so daß eine möglichst große Spaltung und gleichmäßige Behandlung der der Spaltung unterliegenden Kohlenwasserstoffe erreicht wird.
Im Gegensatz zu den bekannten Verfahren, bei denen sich ständig eine gewisse Flüssigkeitsmenge unten in der Hochdruckzone ansammelt, werden erfindungsgemäß die nicht verdampften flüssigen Spaltprodukte ebenso schnell, wie sie den tiefsten Teil der Hochdruckzone erreichen, aus diesem Teil in die Niederdruckzone abgeführt, so daß eine Ansammlung der flüssigen nicht verdampften Spaltprodukte in der Hochdruckzone praktisch ausgeschlossen ist. Einerseits wird durch diese Maßnahme verhindert, daß die verhältnismäßig leichter spaltbaren flüssig verbleibenden Anteile eine zu weit gehende Spaltung hzw. Polymerisation und Verkokung erleiden, während andererseits durch die Verhinderung der Flüssigkeitsansammlung der größtmögliche Raum der Hochdruckzone für die Spaltung der an sich schwerer spaltbaren dampfförmigen Ölanteile zur Verfügung steht. Dadurch wird eine besonders hohe Ausbeute an klopffesten Motortreibstoffen bei gleichzeitigem Anfall eines von benzolunlöslichen Bestandteilen praktisch freien flüssigen Rückstandes erzielt.
Das zu spaltende Öl wird unter Druck in einer Heizschlange von geringem Durchmesser auf Spalttemperatur erhitzt. Der Druck genügt, um einen wesentlichen Anteil des Ausgangsöls in der Erhitzungszone in flüssiger Phase zu erhalten. Die Hochdruckzone, in die die erhitzten Öle vorzugsweise ohne wesentliche Druckerniedrigung eingeleitet werden, wird im wesentlichen; durch die den erhitzten ölen innewohnende Wärme auf Spalttemperatur gehalten. In der Hochdruckzone wird die Temperatur der Spaltprodukte keinesfalls über die bei der Erhitzung auf Spalttemperatur erreichte Temperatur hinaus erhitzt, denn dadurch würde ungleichmäßige Spaltung und örtliche Überhitzung bzw. Kohlenstoffabscheidung in der Hochdruckzone verursacht. Aus der Niederdruckzone werden die darin abgeschiedenen Dämpfe getrennt vom flüssigen Rückstand entnommen. Die Dämpfe werden einer Fraktionierkolonne zugeführt, aus der der Rücklauf der Heizzone zur weiteren Umwandlung zugeleitet wird. Die in der Fraktionierkolonne nicht kondensierten Dämpfe werden anschließend kondensiert und das Kondensat in einem Gasabscheider und Sammelgefäß aufgefangen, Fig. i zeigt eine zur Ausführung des Verfahrens geeignete Anlage.
Das Ausgangsöl wird durch Rohr i und Venti12 dem Verfahren zugeführt und kann mittels einer Pumpe 3 durch Rohr 4 und Ventil 5 in die Fraktionierkolorine 6 gepumpt werden, wo es in mittelbaren Wärmeaustausch mit den aufsteigenden Dämpfen gebracht wird. Das Öl setzt seinen Weg durch Rohr 8 und Ventil g, Rohr io und Ventil i i und durch Rohr 12 in die Heizschlange 13 fort. Die Heizschlange ist in einer Ofenkammer 14 angeordnet. Das Ausgangsöl kann auch ganz oder teilweise unmittelbar durch die Rohre i o und 12 und die Ventile i ö und i i in die Heizschlange 13 gepumpt werden-.
Falls das zu spaltende Öl keine leicht siedenden Anteile enthält, die den Klopfwert des im Verfahren erzeugten Motortreibstoffs merklich verringern würden, kann das Ausgangsöl insgesamt oder teilweise auch unmittelbar in die Fraktionierkolonne in direktem Wärmeaustausch mit den darin aufsteigenden Spaltdämpfen eingeführt und dann aus der Fraktionierkolonne zusammen mit dem Rücklauf der Heizschlange zugeführt werden.
Das unter Druck in der Heizschlange auf Spalttemperatur erhitzte Öl wird aus der Heizschlange 13 durch Rohr 15 und Ventil 16 in die Hochdruckzone 17 eingefübrt. Vorzugsweise werden alle Spaltprodukte, also der nicht verdampfte Rückstand, die Dämpfe und Gase, durch Rohr 18 und Entspannungsventil ig in die Niederdruckzone 21 geleitet. Der nicht verdampfte Rückstand wird aus der Niederdruckzone 21 durch Rohr 24 und Ventil 25 entfernt. Die Dämpfe verlassen die NI iederdruckzone 2 1 durch Rohr 26 und Ventil 27 und gelangen in die Fraktionierkolonne 6, wo die Dämpfe fraktioniert werden. Der durch Rohr 28 und Ventil 29 aus der Kolonne 6 entnommene Rücklauf wird mittels einer Pumpe 30 durch Rohr 3i, Ventil 32 und Rohr i2 in die Heizschlange 13 gepumpt, wo er abermals den Spaltbedingungen unterworfen wird. Die Dämpfe verlassen die Fraktionierkolonne 6 durch Rohr 33 und Ventil 3q., werden in dem vom Ventil 36 gesteuerten Kondensator 35 kondensiert, und die kondensierten Dämpfe werden im Behälter 37 gesammelt. Die nichtkondensierbaren Gase werden aus dem Behälter 37 durch Rohr 38 und Ventil 39 entfernt, wobei das Ventil 39 auch als Drucksteuerventil für das ganze System oder Teile desselben arbeiten kann. Das im Behälter 37 sich ansammelnde rohe Spaltbenzin wird durch Rohr 4.5 und Ventil 46 entnommen. Ein Teil des Kondensats kann durch Rohr qo und Ventil 41 entnommen und mittels der Pumpe 42 durch Rohr 43 und Ventil 44 als Dephlegmierflüssigkeit in die Fräktionierkolonne 6 gepumpt werden.
Da.s Rohr i8 kann in die Niederdruckzone 21 tangential oder in der Weise auslaufen, daß die durch das Ventil z9 entspannten Spaltprodukte mit hoher Geschwindigkeit oder mit einer auf andere Weise frei werdenden Energie zur Einwirkung auf das unten in der Niederdruckzone 2i befindliche Öl gelangen. Das aus dem Rohr 18 in die Niederdruckzone 2i gelangende Öl kann auch auf Rührwerke (nicht dargestellt) einwirken, um diese zu bewegen und dadurch den unten in der Niederdruckzone2i sich ansammelnden Rückstand aufzurühren.
Erfindungsgemäß werden die Temperatur-und Druckbedingungen mit der Zusammensetzung und der Menge des durchzusetzenden Öles so in Beziehung gebracht, daß ein bestimmtes Verhältnis von Flüssigkeit zum Dampf in der Hochdruckzone beibehalten wird, mit anderen Worten: die Temperatur, der Druck und das Rücklaufverhältnis (ausgedrückt als Verhältnis der Menge des von der Fraktionierkolonne 6 zur Heizschlange 13 zurückkehrenden Rücklaufs zu der Menge des der Anlage zugeführten Ausgangsöles) werden so in Beziehung gebracht, daß ein bestimmter Prozentsatz der Verdampfung und ein bestimmtes Verhältnis der Dämpfe zur Flüssigkeit in der Hochdruckkammer erreicht und beibehalten wird. Es wurde beispielsweise festgestellt, daß eine Erhöhung der Temperatur der in die Hochdruckzone 17 strömenden Spaltprodukte und eine entsprechende Erhöhung des Druckes, um dieselbe Verdampfung oder dasselbe Verhältnis von Flüssigkeit zu Dampf in der Hochdruckzone 17 zu erreichen, nur das Durchsatzvermögen der Anlage an Ausgangsöl vergrößert, ohne im wesentlichen eine Änderung der erreichbaren Ausbeuten herbeizuführen.
Als wesentliches Merkmal der Erfindung ist festgestellt worden, daß die Ausbeuteni und Antiklopfeigenschaften des Benzins sowie die Güte des Rückstandes erreicht werden, wenn ein Index oder mehrere Indizes (nachstehend bezeichnet mit Verdampfungsgleichgewichtsziffer, Betriebsziffer und Durchlaufziffer) während des Betriebes innerhalb verhältnismäßig kleiner Grenzen beibehalten oder im wesentlichen konstant gehalten werden..
Die zu erzielenden Ergebnisse bestehen in der Erzeugung eines Rückstandes, der nicht mehr als :21/0 Benzolunlösliches (bestimmt nach derBen.zolzentrifugalscheidungsmethode) enthält, und einer hohen vbrberechenbaren Ausbeute an Benzin, das eine Oktanzahl von 64. (bestimmt in einem Motor der Serie »Ethyl 3ö«) besitzt.
Die Ausbeute des Benzins läßt sich innerhalb einer Grenze von 5 °/a durch die folgende Gleichung bestimmen: in der d das spezifische Gewicht des Ausgangsmaterials bedeutet.
Diese gewünschten Ergebnisse können erreicht werden, wenn der Prozentsatz an flüssigem 01 in den Dämpfen der Hochdruckzone i7 so geregelt wird, daß die aus dieser Hochdruckzone abströmenden Spaltprodukte unmittelbar durch Analyse nach der Methode der Piroomov- und Beiswenger-Verdampfungsgleichgewichtskurven (American Petroleum Institute, Bulletin, Bd. io, Nr. 2, 3. Januar 1929) ungefähr 6o °/o Volumen Dampf in Gleichgewicht mit der Flüssigkeit aufweisen. Die tatsächlichen Ergebnisse mehrerer durchgeführter Betriebsgänge ergaben eine Abweichung von diesem Verdampfungsgleichgewicht von 59 zu 62 % und zeigten an, daß eine Abweichung von +2 als eine annehmbare Abweichungsgrenze angesehen werden kann.
Es soll nicht behauptet werden, daß die 6o'/, -Zahl die absolut richtige Dampf-Flüssigkeits-Gleichgewichtsbedingung in der Reaktionszone 'darstellt, weil Sie beispielsweise die erzeugten nichtkondensierbaren Gase nicht berücksichtigt. Eine solche Zahl wird durch Anwendung des Verfahrens nach den Piroomov- und Beiswenger-Verdampfungsgleichgewichtslcurven für Spaltprodukte erhalten, die die Hochdruckzone durch Rohr 18 verlassen und auf die gewöhnliche Außentemperatur abgekühlt sind. Es ist jedoch beobachtet worden, daß, wenn die Betriebsbedingungen so geregelt werden, daß die die Hochdruckzone i7 durch Rohr i8 verlassenden Spaltprodukte ein Dampf-Flüssigkeits-Gleichgewicht von ungefähr 6o°/, ergeben, die gewünschten Ergebnisse des Verfahrens eintreten. ` Zur Bestimmung der Verdampfungsgleichgewichtsziffer werden durch die Leitung 22 an dem Rohr 18 (nahe dem Boden der Hochdruckzone 17) und durch den Kühler 23 Proben entnommen. Die Olprobe wird gleichmäßig gekühlt, um sicherzustellen, daß im wesentlichen alle bei gewöhnlicher Außentemperatur kondensierbaren Anteile kondensiert werden. Eine solche Probe wird für die Analyse und zur Bestimmung der Verdampfungsgleichgewichtsziffer benutzt. Wird festgestellt, daß die Verdampfungsgleichgewichtsziffer niedriger als ungefähr 6o00 ist, so müssen die Betriebsbedingungen in solcher Weise geregelt werden, daß eine Erhöhung des Prozentsatzes an Dampf eintritt, d. h. es muß entweder eine Verlängerung der Spaltzeit oder Erhöhung der Spalttemperatur oder beides vorgenommen werden. Eine Verlängerung der Spaltzeit kann durch Verminderung des Volumens des in die Heizschlange durch Rohr 12 eintretenden Ölgemisches erreicht werden. Eine Druckverminderung wirkt sich ebenfalls in einer Erhöhung des Verdampfungsprozentsatzes aus. Ist die Verdampfungs,gleichgewichtsziffer größer als ungefähr 6o0/" so müssen die Betriebsbedingungen so geregelt werden, daß eine Verminderung des Prozentsatzes an Dampf eintritt, was entweder durch Verkürzung der Spaltzeit oder Herabsetzung der Temperatur oder durch beides erreicht wird. Eine Druckerhöhung wird ebenfalls zur Verminderung des Prozentsatzes an Dampf führen.
Es wurden Versuche zur Feststellung des Flüssigkeit-Dampf-Verhältnisses nach dem obengenannten Verfahren bei Beginn und während des ersten Teiles jedes Betriebsganges angestellt und die Arbeitsbedingungen so lange geändert, bis die die Hochdruckzone 17 durch das Rohr 18 verlassenden Spaltprodukte die erforderliche Verd.ampfungsgleichgewichtsziffer zeigten.
Sind einmal die richtigen Betriebsbedingungen für ein gegebenes Ausgangsöl erreicht, so erübrigen sich im allgemeinen weitere Analysen. Natürlich kann es zweckmäßig sein, in Zeitabständen Kontrollanalysen während des Betriebs mit ähnlichen Olen vorzunehmen, um die richtigen Betriebsbedingungen zu halten.
Ein weiteres Merkmal der Erfindung ist die bestimmte Beziehung zwischen den Temperaturen, dem Druck und dem Rücklaufverhältnis (ausgedrückt als Verhältnis, errechnet bei z5,56° C, des aus der Fraktionierkolonne 6 zur Heizschlange 13 zurückkehrenden Rücklaufs zu der Menge des der Anlage zugeführten Ausgangsöls). Ein solches Verhältnis wird durch die folgende, nachstehend mit Betriebsziffer bezeichnete Gleichung 0,03 (tl+t2)+I,067+U,I42p+R=37±I ausgedrückt, worin t, Heizschlangenauslaßtemperatur in Grad C, t2 Temperatur in der :Mitte der Hochdruckzone in Grad C, p Druck in der Hochdruckzone (kg/cm2), R Rücklaufverhältnis, wie vorher erläutert, bedeutet.
Bei der Ausführung des Verfahrens kann der Druck, das Rücklaufverhältnis und die Temperatur oder ein Faktor oder mehrere dieser. Faktoren so eingestellt werden, daß die Betriebsziffer gleich 37-i- i (36 : 38) beträgt.
Noch ein Merkmal der Erfindung ist eine bestimmte Beziehung zwischen Temperatur, Druck, Rücklaufverhältnis (wie vorher bestimmt) und der Gesamtölzufuhr (d. i. die Menge des aus Ausgangsöl und Rücklauf bestehenden, der Heizschlange 13 zugeführten Ülgemisches, ausgedrückt in Liter pro Stunde und gemessen bei 15"96' C).
Diese Beziehung wird durch die folgende, nachstehend mit Durchlaufziffer bezeichnete Gleichung ausgedrückt, worin CF Gesamtölzufuhr (Liter pro Stunde), V Volumen der Heizschlange plus Volumen der Hochdruckzone in Litern bedeuten.
Im Betrieb kann der Druck, die Temperatur, das Rücklaufverhältnis und die Gesamtölzufuhrmenge oder ein Faktor oder mehrere dieser Faktoren so eingestellt werden, daß die Durchlaufziffer in den Grenzen 39 bis 4.3 sich befindet.
Es können: Fälle eintreten, hervorgerufen durch die Beschaffenheit mancher zu behandelnder Öle, daß die Ausbeute zunächst unterhalb der errechneten Ausbeuteziffer bleibt, selbst wenn die Betriebsbedingungen sich innerhalb der Grenzen der Betriebsziffer oder der Durchlaufziffer bewegen. In solchen Ausnahmefällen ist es nur erforderlich, eine oder mehrere Bedingungen in einer die Ausbeute erhöhenden Richtung zu ändern, um Bedingungen zu erhalten, die die Betriebsziffer auf 36 bis 38 bzw. die Durchlaufziffer auf 39 bis 43 halten und verbleiben.
Die besten Ergebnisse werden bei einer Spalttemperatur von 482 bis 52.I° C am Auslaß der Heizschlange 13 erhalten. Diese Temperatur wird jedoch vorzugsweise zwischen 490 bis 51o° C an dieser Stelle gehalten. Die Temperatur der Spaltprodukte in der Hochdruckzone 17 bewegt sich vorzugsweise zwischen. 4.54. bis 4_96° C.
Der Druck in der Hochdruckzone 17 bewiegt sich von 14 bis 28 kg/cm°. Das Verhältnis des Rücklaufs zum Ausgangsöl wird zwischen 2 : i bis 5 : i gehalten.
In den nachstehenden Tabellen werden für vier verschiedene Öle die erhaltenen Ergebnisse angeführt.

Aus jedem dieser vier Beispiele ist ersichtlich, daß die errechnete Benzinausbeute gemäß der vorher angegebenen zahlenmäßigen. Beziehung kleiner ist als die während der Durchführung des Verfahrens erhaltenen Ausbeuten oder, falls die errechnete Benzinausbeute größer ist, sie innerhalb der erlaubten Grenze von 5110 verbleibt. Beispiel i Ausgangsöl: Mi:d-Continen t Gasöl; spezifisches Gewicht: 0,8483

Betriebsbedingungen Probenanalyse-

Druck in Hochdruckzone in kg/cm2. 24,6

Heizschlangenauslaßtemperatur ° C. . 504 Ausgangs- p ödukt

Temperatur in Mitte der Hochdruck- .

zone . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 476 Spezifisches Gewicht .... 0,8483 0,8990

Rücklaufverhältnis . . . . . . . . . . . . . . . . 3,9: 1 A. S. P. ° C . . . . . . . . . . . . 231 68

E. S. P. ° C . . . . . . . . . . . . 388 384

Ausbeuten (in 0/0 des Ausgangsöls) Flammpunkt') ° C...... 107 Raum-

Benzin . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66,3 Zündpunkt) C ....... 124 temp.

Rückstandsöl . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Flammpunkt') ° C ..... 99

214 Engler-Viscositätbei 25 °C 1'20

Koks, Gas und Verlust . . . . . . . . . . . . 12,3 Engler-Viscositätbei 38'C - 1,12 ,

Eigenschaften der Produkte Stockpunkt °C . . . . . . . . . - 23 - 18

Benzin: °/o benzinunlöslich ...... Spuren i,8

Endsiedepunkt °C ............ 196 0/0 überdestilliert bei (Engler-Destillation)

Oktanzahl.................... 77 0/0 ° C ° C

Rückstandsöl: 5 246 104

Spezifisches Gewicht .......... 1,o15 1o 253 170

°/0 destilliert bei 300'C ....... 3,6 15 257 204

°/o benzolunlöslich . . . . . . . . . . . . . 0,4 20 262 221

25 266 232

Gas: 30 269 238

Liter/Liter Ausgangsöl......... 91#,27 35 273 243

Liter/Liter Benzin ............ 137,65 40 276 249

Errechnete Benzinausbeute......... 67,0 45 _ 279 254

Verdampfungsgleichgewichtsziffer ... 62 50 285 257

55 290 262

6o 294 268

65 301 274

70 307 282

75 316 291

' 80 324 3o6

85 338 330

9o 351 351

95 377 359

E. S.P. ................ 388 384

0/0 über bei E. S. P...... 98,0 98,5

Gewichtsprozent Rück-

stand ................ 2,0 -

Gewichtsprozent Koks 1,5

Erklärungen: A. S. P. =Anfangssiedepunkt; E. S. P. -.Endsiedepunkt.

'j Sei offenem Tiegel. 2) Nach Pensky-Martens.

Beispiel 2 Ausgangsöl: Getopptes Rohöl; spezifisches Gewicht: 0,9254

Betriebsbedingungen Probenanalyse

Ausgangs- Spalt-

Druck in Hochdruckzone in kg/cm2 z7,7

HeizschlangenauslaBtemperatur- °C . . 491 Öl produkt

Temperatur in Mitte der Hochdruck-

zone........................... 464 Spezifisches Gewicht.... 0,9254 0,_9I35

Rücklaufverhältnis . . . . . . . . . . . . . . . . 3,8 A. S. P. °. C . . . . . ... . . . . 254 8o

Ausbeuten (in °/ des Ausgangsöls) E. S. P. ° C . . . . . . . . . . . 399 393

° Flammpunkt') ° C ...... I35

Benzin . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 542 Zündpunkte) ° C ....... 163 Raum-

Rückstandsöl..................... 49,2 2 ° temp.

Flammpunkt ) C ...... 124

Koks, Gas und Verlust . . . . . . . . . : . . -3,4 Engler-Viscosität

Eigenschaften der Produkte bei 25°C . .- . . . . . . . . 8,6-

Engler-Viscosität

Benzin: -

° o

Endsiedepunkt C . . . . . . . . . . . . 198 bei 38 C . . . . . . . . . . . . - I@3

Oktanzahl.................... 76 Stockpunkt ° C ........ - 13 - 18

°/° benzolunlöslich ...... ( 0,5 o,8

Rückstandsöl

Spezifisches Gewicht . ... . . . . . . 1,009 °/o überdestilliert bei (Engler-Destillation) oJ° destilliert bei 300°C ....... 10,0 °'° °

°@° benzolunlöslich . . . . . . . . . . . . . 0,3 5 289 138

Io 309 198

Gas

Liter/Liter Ausgangsöl......... 25,18 15 321 216

Liter/Liter Benzin ............ 48;63 20 333 228

25 342 238

Errechnete Benzinausbeute......... 49,9 30 348 247

Verdampfungsgleichgewichtsziffer ... 59 35 353 254

40 36o 261

45 364 269

50 368 28o

55 371 286

6o 374 302

65 378 318

70 381 332

75 383 346

8o 384 364

85 '389 382

go 391 390

95 - 391

E. S. P. ............... 399 393

°/° über bei E. S. P. .... 94 97

Gewichtsprozent Rück-

' stand . . . . . . . . . . . . . . . . - -

Gewichtsprozent Koks .. 6,1 2,8

Erklärungen: A. S. P. -Antängssiedepunkt ; E. S. P. = Endsiedepunkt.

1) Bei offenem Tiegel. 2) Nach Pensky-Martens.

Beispiel 3 Ausgangsöl: Refugio Rohöl; spezffisches Gewicht: 0,9138

Betriebsbedingungen Probenanalyse

Druck in Hochdruckzone in kg/cm2 24,6

Ausgangs- Spalt-

HeizschlangenauslaBtemperatur 'C.. 504 öl produlct

Temperatur in Mitte der Hochdruck-

zone : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 481 Spezifisches Gewicht .... 0,9138 0,9518

Rücklaufverhältnis . . . . . . . . . . . . . . . . 4,0 A. S. P. ° C . . . . . . . . . . . 198 78

Ausbeuten (in °/a des Ausgangsöls) E. S.P. °C """""' 404 ' 396

Flammpunkt') ° C ...... 85

Benzin . . ... . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6I,4 Zündpunkt') ° C ....... 99 Raum-

Rückstandsöl . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29,2 Flammpunkt') ° C ...... 77 temp.

Koks, Gas und Verlust . . . . . . . . . . . . 9,4 Engler-Viscosität

Eigenschaften der Produkte bei 25° C ... . .... . . .. 6,4o -

Benzin: Engler-Viscosität

Endsiedepunkt ° C . . . . . . . . . . . . 212 bei 38' C . . . . . . . . . . . . - 1,2,5'

Oktanzahl...... _ ........... 9i - Stockpunkt ° C ........ - 18 - 18

Rückstandsöl °/o benzolunlöslich ...... 1 Spuren 0,3

Spezifisches Gewicht .......... 1,o67

°/o destilliert bei 300' C ....... 22,6 0/a überdestilliert bei (Engler-Destillation)

°/o benzolunlöslich............. o,6 0# ° C ° C

'°

Engler-Viscosität . . . . . . . . . . . . . . 4,90

Stockpunkt ° C............... 7 5 210 i80

=o 230 221

Errechnete Benzinausbeute......... 52,7 15 239 233

Verdampfungsgleichgewichtsziffer ... 62

20 248 242

25 256 248

30 262 253

35 271 257

40 277 261

45 283 265

50 292 269

55 302 274

6o 313 279

65 327 288

70 34= 298

75 362 311

8o 379 330

85 387 352

9o 391 383

95 401 389

E. S. P. ............... 404 396

('/o über bei E. S. P. .... 98,o 97,5

Gewichtsprozent Koks .. 2,0 1,9

Erklärungen: A. S. P. - Anfangssiedepunkt; E. S. P. - Endsiedepunkt.

1) Bei ofenem Tiegel. 2) Nach Pensky-Martens.

Beispiel q.

Ausgangsöl: Druckdestillatrückstände; spezifisches Gewicht: o,9159-

Betriebsbedingungen Proben analyse

Druck in Hochdruckzone in kg/cm2 24,6 Ausgangs- Spalt-

HeizschlangenauslaBtemperatur ° C. . 504 öl produkt

Temperatur in Mitte der Hochdruck-

zone . . ... . . . ... . . . . . . . . . . . . . . . . . . 478 Spezifisches Gewicht .... o,9159 I,ooo3

Rücklaufverhältnis . . . . . . . . . . . . . . . . 4,0 A. S. P. ° C . . . . . . . . . . . 234 139

E. S. P. ° C . . . . . . . . . . . 374 392

Ausbeuten (in °/o des Ausgangsöls) Flammpunkts) ° C ...... 102 74

Benzin . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 513 Zündpunkts) ° C ....... 124 96

Rückstandsöl . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37,0 Flammpunktz) ° C ...... 99 46

Koks, Gas und Verlust . . . . . . . . . . . . 11,7 Engler-Viscosität

Eigenschaften der Produkte bei 25° C . . . . . . . . . . . . 1,6° -

Benzin: Engler-Viscosität

o I,Z7o

bei 38 C . . . . . . . . . . . . -

Endsiedepunkt ° C . . . . . . . . . . . . 213

Oktanzahl.................... 83 Stockpunkt ° C ........ - 18 - 18

°/° benzolunlöslich ..... 0,1 0,2

Rückstandsöl

Spezifisches Gewicht .......... 1,097 °/° überdestilliert bei (Engler-Destillation)

°/o destilliert bei 300° C ....... 24,0 °% _ ° @ ° C

5 248 210

°/° benzolunlöslich............. 0,2

Engler-Viscosität . . . . . . . . . . . . . . 2,9 ° 10 255 230

Stockpunkt ° C............... 0 15 262 240

Gas: 20 266 246 .

Liter/Liter Ausgangsöl......... 92,o2 25 269 251

Liter/Liter Benzin ............ 169,54 30 273 258

35 276 262

Errechnete Benzinausbeute......... 52,5

Verdampfungsgleichgewichtsziffer ... 62 40 279 266

45 282 269

50 284 273

55 288 278

6o 292 282

. 65 298 290

70 303 298

75 310 309

80 318 321

85 329 327

' 9o 343 349

95 361 371

E. S. P. ...- .......... 374 392

% über bei E. S. P. ... . 9910 98,o

Gewichtsprozent Rück-

stand ... . . . . . . . .. .. . . I,0 -

Gewichtsprozent Koks . . - 2,0

Erklärungen: A. S. P. Anfangssiedepunkt; E. S. P.-Endsiedepunkt.

@) Bei offenem Tiegel. 2) Nach Pensky-Martens.

Die vorstehenden Tabellen der vier Beispiele geben die Analyse der Spaltprodukte aus der Hochdruckzone, d. h. der Produkte, die unten aus der Hochdruckzone durch Rohr 18 abgezogen werden. Diese Analysenergebnisse wurden dazu benutzt, um die Verdampfungsgleichgewichtszifber zu erhalten. Die Fig.3, 4 und 5 geben an, wie diese Verdampfungsgleichgewichtsziffer bei jedem der Beispiele erhalten wurde. Bei solchen Bestimmungen basiert die Verdampfungsgleichgewichtsziffer auf der Temperatur und dem Druck in der Mitte der Hochdruckzone i7.

Die Bestimmung der Verdampfungsgleichgewichtsziffer 'mag an Hand des obigen dritten Beispiels und der entsprechenden Fig. 4. erläutert werden. Nachdem man die Engler-Destillationsanalyse einer durch das Rohr 22 aus der Hochdruckzone 17 entnommenen Probe bestimmt hat, trägt man die Engler-Destillationskurve A3 (bzw. Al, A2, A4 der Fig. 2, 3 und 5) auf graphisches Papier auf, bei dem die Horizontalachse X die Prozente des Destillats und die Vertikalachse Y die Temperatur in Grad Celsius anzeigt. Aus den io% und 70% Destillationspunkten ermittelt man die Durchschnittsneigung der Engler-Kurve; io% destillierten bei 2211 C und 70 0/0 bei 298° C; daraus ergibt sich die Durchschnittsneigung der Engler-Kurve mit 2986022t = 1,28. Statt dieser rechnerischen Ermittlung kann man die Neigung auch aus der durch den io% und 70% PunktgezogenenDurchschndttsneigungslinie B3 (bzw. B1, B2, B4) -abzählen. In Fällen, bei denen der 7o0/,- Destillationspunkt nicht ermittelt wurde, muß man die Engler-Kurve so gut wie möglich extrapolieren. Aus der Durchschnittsneigung und dem 5o1/0-Punkt der Engler-Kurve läßt sich nunmehr die Neigung der Verdampfungsgleichgewichtskurve für Atmosphärendruck sowie der Prozentdestillationspunkt für den Schnittpunkt der Verdampfungsgleichgewichtskurve mit der Engler-Kurve aus Fig.6 ermitteln (diese Fig. 6 entspricht der Fig. i i der obengenannten Abhandlung von Piroomov-Beisw e n g e r , gibt jedoch alle Einheiten im metrischen Maßsystem wieder). Aus dem oberen Teil der Fig.6 ergibt sich für die Durchschnittsneigung der Engler-Kurve von X =I,28 eine Neigung der Verdampfungsgl.eichgewichtskurve von Y=0,76. Da der 5o'/0-Punkt der Engler-Kurve A3 bei 269° C liegt, ergibt sich aus dem unteren Teil der Fig.6 aus der Engler-Durchschnittsneigung von X =i,28 und der Temperatur von 269° C ein Schnittpunkt der Verdampfungs.gleichgewichtskurve mit der Engler-Kurv e von Y1 = 490/0; dieser 490/0-Punkt liegt in Fiig. 4 auf der Engler-Kurve A3 bei D3 = 268° C. Da gemäß den Ausführungen von P i r oo m ov und Beiswenger die Verdampfungsgleichgewichtskurve mit Ausnahme des untersten und obersten Siedebereiches praktisch eine gerade Linie darstellt, kann. diese Verdampfungsgleichgewichtskurve mit genügender Genauigkeit durch eine gerade Linie C3 (C'1, C2, C4) wiedergegeben werden, die durch den 490/ö Punkt D3 der Engler-Kurve A3 mit einer Neigung von 0,76 eingetragen wird.
Da die Neigung der Verdampfungsgleichgewichtskurve C3 und der Prozentdestillationspunkt bei ihrem Schnittpunkt D3 mit der Engler-Kurve A3 praktisch für alle Drucke gleich ist, so erhält man die Verdampfungsgleichgewichtskurve bei Irgendwelchem anderen als Atmosphärendruck durch Extrapolation des genannten Schnittpunktes D3 vom Atmosphärendruck auf den jeweils gewünschten Druck mit Hilfe der Temperaturdampfdruckdaten von Kohlenwasserstaffen, wie sie im Cox-Diagramm und ähnlichen Angaben von Dampfdrucken für Kohlenwasserstoffe zu finden sind. So ergibt sich für Kohlenwasserstoffe, die bei 268° C einen Dampfdruck von i at ausüben, bei dem hier in Betracht kommenden, in der Reaktionszone 17 herrschenden Druck von 24,6 kg/cm= eine diesem erhöhten Druck entsprechende erhöhte Temperatur von 47i° C.
Eine durch den vom atmosphärischen Schnittpunkt D3 bei 49% und 268° C extrapolierten, dem Druck von 24,6 kg/cm' entsprechenden Punkt d3 bei 49% und 47i° C mit der Neigung 0,76 (bzw. der Verdampfungsgleichgewichtskurve C3, Cl, C2, C4 für Atmosphärendruck parallel) gezogene Linie E3 (bzw. El, E2, E4) stellt somit die Verdampfungsgleichgewichtskurve für den in der Hochdruckzone herrschenden Druck dar. Der Schnittpunkt dieser Verdampfungsgleichgewichtskurve E3 mit der Temperaturlinie, die als Arbeitsbedingung in der Reaktionszone in Betracht kommt, zeigt dann das Verhältnis von Volumprozent dampfförmiger Anteile im Gleichgewicht mit flüssigem Öl (also die Verdampfungs,gleichgewichtsziffer) an. In dem angeführten Beispiel ist die Temperatur in der Mitte der Hochdruckzone 481 ° C, und die gestrichelte Linie F3 dieser Temperatur (bzw. F1, F2, F4) bei den in Frage kommenden Temperaturen schneidet die Verdampfungs.gleichgewichtskurve E3 (bzw. El, E2, E4) für den angewandten Spaltdruck bei einem Punkte GI von 62% (bzw. G1, G2, G4), also innerhalb der Abweichungsgrenze von 60-f-2.
Zur Erläuterung des Verfahrens mögen noch folgende Beispiele dienen: In einem Fäll wurde getopptes Michigan Mount Pleasant Rohöl mit einem spezifischen Gewicht von 0,8718 benutzt. Zunächst wurde die Anlage mit einer Schlangenauslaßtemperatur von q.96° und einer Durchschnittstemperatur von 469° C in der Hochdruckzone bei einem Druck von 14 kg/cm2 und einem Rücklaufverhältnis von 2,4 : i (Rücklauf zu Frischöl) und einem Verhältnis von Gesamtölzufuhr (Liter pro Stunde) zum Volumen der Heizschlangen und Hochdruckzonen (Liter) von ungefähr 1,39 betrieben. Diese Betriebsbedingungen ergaben eine Ausbeute von 42,7('1, Benzin, die bedeutend kleiner als die errechnete Mindestausbeute ist, die nach der errechneten Ausbeuteziffer 62,91/, betragen müßte. Das bedeutet natürlich, daß die besten Resultate nicht erreicht worden sind. Bei der Errechnung der Durchlaufsziffer findet man, daß sie 37,7 beträgt, anstatt zwischen 39 und 43 zu liegen. Die Betriebsziffer ergibt sich mit 3:I,4 anstatt innerhalb 37±1.
Da die Betriebsziffer und/Oder die Durchlaufziffer erheblich kleiner als die entsprechenden Betriebswerte von 36:38 und/oder 39 :43 für beste Resultate sind, kann diesem Zustand durch Erhöhung der Temperatur, des Druckes, des Rücklaufverhältnisses und der Gesamtölzufuhr um einen bescheidenen Betrag abgeholfen werden, der ausreicht, einen Index oder beide Indizes in die vorher experimentell festgestellten Werte 36 : 38 und/oder 39 : 43 zu bringen. Dies wurde ausgeführt. Die Schlangenauslaßtemperatur war 5o7° C, die Durchschnittstemperatur der Hochdruckzone 479° C, der Druck i7,6 kg/cm2, das Rücklaufverhältnis 3 : i, das Verhältnis der Gesarntölzufuhr (in Liter pro Stunde) zum Volumen der Heizschlange und Hochdruckzone (Liter) = 1,79. Die dabei mit der neuen Betriebsziffer, nämlich 36,2, oder der neuen Durchlaufziffer, nämlich 4o,4, erhaltene Ausbeute erhöhte sich merklich auf 61,2°o Benzin (ein Gewinn von 18,5 °%a gegenüber den vorher genannten Verhältnissen). Diese Ausbeute stimmt mit der Mindestausbeute gemäß der errechneten Ausbeuteziffer innerhalb der zulässigen Abweichungsgrenzen überein.
Selbst wenn die tatsächliche Ausbeute an Benzin im Vergleich zur errechneten Ausbeute zufriedenstellend ist, ist die Benutzung der Betriebsziffer und/oder der Durchlaufziffer noch vorteilhaft zur Verbesserung anderer Eigenschaften der Produkte, so z. B. zur Verringerung des Benzolunlöslichen des Rückstandes. Um diesen Vorteil hervorzuheben, werden Zahlen von zwei ausgeführten Versuchen mit West-Texas-Leuchtöl-Destillat mit spezifischem Gewicht von 0,8428 verglichen werden: Bei dem ersten Arbeitsgang waren die Verhältnisse folgende: Schlangenauslaßtemperitur 5o9° C, Durchschnittstemperatur der Hochdruckzone 482° C, Druck 25 kgjcm2, Rücklaufverhältnis 7,7 : i, Verhältnis der Gesamtölzufuhr (in Liter pro Stunde) zum Volumen der Heizschlange und Hochdruckzone (Liter) = 1,4,4. Die Ausbeute dieses Versuches war 66,8°o Benzin, das der Forderung an Mindestausbeute entsprechend der errechneten Ausbeuteziffer Genüge tut. Der Prozentsatz an Benzolunlöslichem im Rückstand ist 2,9, so daß er nicht als gutes Heizöl verkäuflich ist; denn der maximal zulässige Prozentsatz, an Benzolunlöslichem beträgt 2/,. Die Durchlaufziffer bei den oben vorhandenen Betriebsbedingungen wurde mit 45,4 bestimmt und liegt außerhalb der Betriebsgrenze von 39 bis 43. Entsprechend wurde die Betriebsziffer mit 42 festgestellt, also außerhalb der Grenze 36 bis 38.
Um diese Bedingungen zu bessern, ist nur erforderlich, das Rücklaufverhältnis zu verringern und den Druck und die Gesamtölzufuhr ein wenig zu erhöhen, so daß die errechnete Betriebsziffer zwischen 36 und 38 und/oder die Durchlaufziffer innerhalb der Grenze 39 bis 43 liegt.
Betriebsbedingungen, die diese durch die tatsächlichen Betriebsdaten bewiesene Forderung befriedigen, sind folgende: Schlangenauslaßtemperatur 5io° C, Durchschnittstemperatur in der Mitte der Hochdruckzone = 482° C, Druck= 28, i lcg/cm2, Rücklaufverhältnis = 3,1 : i, Verhältnis der Gesamtölzufuhr (Liter pro. Stunde) zum Volumen der Heizschlange und Hochdruckzone (Liter) = 1,54.
Diese Verhältnisse ergeben eine Ausbeute von 76,8°/a Benzin und die entschiedene Verringerung des Benzolunlöslichen im Rückstand auf o,8"/0.
Der Nachteil des früheren Rückstandproduktes ist daher durch Anwendung der Betriebsziffer und/oder der Durchlaufziffer beseitigt worden.
In manchen Fällen können die Ausbeute und die Güte der Produkte zufriedenstellend sein, aber die Betriebsziffer könnte nicht gleich dem Wert 36 bis 38 und/oder die Durchlaufziffer nicht innerhalb der Ordnung 39 bis 43 sein. Dies würde bedeuten, daß die besten Resultate noch nicht erreicht worden sind. Daß dies der Fall sein kann, wird durch zwei Beispiele mit Refugio-Texas-Rohöl mit dem spezifischen Gewicht von 0,9141 gezeigt.
Die Daten des ersten Arbeitsganges waren folgende: Schlangenauslaßtemperatur 511° C, Durchschnittstemperatur in der Mitte der Hochdruckzone q.82° C, Druck = 24,6 kg/cm°, Rücklaufverhältnis 4,9 : r, Verhältnis der Gesamtölzufuhr (Liter pro Stunde) zum Volumen der Heizschlange und Hochdruckzone (Liter) = 1,72. ' Die erhaltene Ausbeute betrug 53°/o Benzin und ist ausreichend basiert auf der errechneten Ausbeuteziffer. Die Betriebsziffer, errechnet aus der obigen Angabe, beträgt 39,2, verglichen mit den erforderlichen Werten von 36 bis 38. Die Durchlaufziffer beträgt 43,2, verglichen mit dem erforderlichen Wert von 39 bis 43.
Die obengenannten Verhältnisse wurden abgeändert, so daß die Betriebsziffer übereinstimmt mit dem vorher bestimmten Wert von 36 : 38 und die Durchlaufziffer mit dem Wert von 39 :43, was durch Verminderung des Rücklaufverhältnisses auf 3,3 : t und unter Beibehaltung der gleichen Werte für die Temperaturen, den Druck und das Verhältnis der Gesamtölzufuhr zum Volumen der Heizschlange und Hochdruckzonen erreicht wurde. Daraus ergab sich, daß die Ausbeute an Benzin auf 59,2'/o erhöht wurde, also ein Gewinn von 6,2% gegenüber dem vorausgegangenen Versuch.
Diese wenigen Beispiele zeigen, wie mit Hilfe der Betriebsziffer und/oder Durchlaufziffer die besten Ergebnisse für verschiedene Ausgangsöle erreicht werden können.
Aus den. nachfolgenden Tabellen ist ersichtlich, daß die Betriebsziffer und/oder Durchlaufziffer praktisch für alle Arten Ausgangsöl, deren spezifisches Gewicht sich ungefähr um 0,934 bis 0,758 bewegt, anwendbar ist. Auch die erhaltene Benzinausbeute stimmt zahlenmäßig mit der durch die errechnete Ausbeuteziffer vorbestimmten Zahl innerhalb derAbweichungsbgrenze von-_!- 5 0;ö üherein.
Die Anwendung der Verdampfungsgleichgewichtsziffern, der Durchlaufziffern und/oder Betriebsziffern wurde in Verbindung mit einem Verfahren beschrieben, bei dem alle Spaltprodukte als ein Gemisch aus der Hochdruckzone 17 durch Rohr 18 entnommen werden.

Die Anwendung der Durchlaufsziffern und/oder Betriebsziffern unter Ausschluß der Verdampfungsgleichgewichtsziffer ist auch für Verfahren anwendbar, bei denen Spaltdämpfe und unverdampfter Spaltrückstand getrennt aus der Hochdruckzone entnommen werden. Bei dieser Ausführungsform des Verfahrens kann das mit dem Ventil 23' versehene Rohr 22' zur Entfernung von Spaltdämpfen aus der Hochdruckzone 17 benutzt werden, während unverdampfter Rückstand unten aus der Hochdruckzone getrennt entfernt und mit gleichzeitiger Verdampfung infolge Drucknachlaß gekühlt werden kann. Die in der Hochdruckzone 17 sich abtrennenden Dämpfe können durch Rohr 22' zur Fraktionierkolonne 6 gelangen. Das sich dort bildende Rücklaufkondensat kann, wie vorher beschrieben, zur Heizschlange zurückgeleitet werden.

Penns. Dest.

Penns. Gemisch Penns. Getopptes

Ausgangsöl Leuchtöl (i-Schwer-

Dest. benzin) Heizöl Pettus-Rohöl

,2-Gasöl)

Spezifisches Gewicht .............. , ........ o,8oi7 o,8iog o,8368 o,8388

Betriebsbedingungen

Druck in der Hochdruckzone in kg/cm 2 ..... 24,6 24,8 24,4 24,5

Temperatur am Heizschlangenauslaß......... 516 510 511 504

Temperaturmitte Hochdruckzone . . . . . . . . . . . . 488 483 476 477

Rücklaufverhältnis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3,1 2,5 2,7 2,5

Gesamtölzufuhr (Liter/Stunde) = Volumen der

Heizschlange und der Hochdruckzone (1) ... 1,58 1,52 1,48 1,61

Ausbeuten (in "/o des AusgangsöIs) .

Benzin.................................... 70,0 81,6 69,5 74,4

Rückstand . . . .... . . . . . . .. . ... . . ... . .. . . .. . 7,2 4,4 12,0 14,2

Gas, Koks und Verluste.................... 22,8 14,0 18,5 11,4

Eigenschaften der Produkte

Benzin-Endsiedepunkt ° C . . . . . . . . . . . . . . . . . 195 I91 193 213

Benzolwerti) .......................... 59 - 6o 56

Oktanzahl.............................. - 73 - -

i) Verglichen mit einem Gemisch aus Benzol und Pennsylvaniabenzin.

' Penns. Dest.

_ Penns. Gemisch penns. Getopptes

Ausgangsöl Leuchtöl (i-Schwer- Heizöl Rohöl

Dest. benzin)

(2-Gasöl)

Rückstand-Spezifisches Gewicht . . . . . . . . . . . . . 099%9 1,o82 I,oo6 2,o26

% destilliert bei 2xo ° C . . . . . . . . . . . . . . . . 3,3 - 1,0 0

destilliert bei 300 ° C . . . . . . . . . . . . . . . . 47,0 17,0 21,0 17,0

benzolunlöslich . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1,2 0,4 0,2 0,4

a

Engler-Viscosität bei 50' C . . . . . . . . . . . . . 2,2 ° - 5,50 15,:2'

Stockpunkt ° C........................ -34 - I - - 9

Liter Gas/Liter Ausgangsöl................. =27,=8 49,I6 ==2,22 85,2$

Liter Gas/Liter Benzin . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . =8=,79 70,32 =0h59 =I4,46

Errechnete Ausbeuteziffer................... 72,0 71,5 68,8 68,5

Tatsächliche Ausbeute minus errechnete Aus-

beute................................... -2,0 =o,= 0,7 5,9

Durchlaufziffer ................ .......... 413 40,4 40,4 40,2

Betriebsziffer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37,8 36,8 36,9 36,5

West-Texas- Mid- Getopptes Mid-

Ausgangsöl Leuchtöl Continent- Mich.- Continent-

Dest. Gasöl Mt: Pleas.- Heizöl

Rohöl

Spezifisches Gewicht . . . . . . . . . . . . . .. . . . . . . . . o,8428 o,8483 o,87=8 o,9o82

Betriebsbedingungen

Druck in Hochdruckzone in kg/cm' .... . .... 28,1 24,6 17,6 17,7

Temperatur am HeizschlangenauslaB......... 5=0 504 507 492

Temperaturmitte der Hochdruckzone . . . . . . . . 482 475 479 467

Rücklaufverhältnis . . : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3,=i 3,9 3,0 4,5

Gesamtölzufuhr (Liter/Stunde) :- Volumen der

Heizschlange und der Hochdruckzone (1) ... 1,54 1,52 1,79 1,63

Ausbeuten (in % des Ausgangsöls)

61,2 55,2

Benzin.................................... 76,8 66,3

Rückstand ...... . ......................... 8,o 214 30,6 37,9

Gas, Koks und Verluste . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15,2 12,3 8,2 6,9

Eigenschaften der Produkte

Benzin-Endsiedepunkt ° C .................. 214 196 207 188

Benzolwertl) .......................... 67 62 55 61

Oktanzahl............................. - 77 75

Rückstand-Spezifisches Gewicht . . . . . . . . . . . `. . I,07= =,0=5 0,9930 r,oo8

destilliert bei 2=o° C . . . . . . . . . . . . . . . . =,o - 0 0

destilliert bei 300'C . . . . . . . . . . . . . . . . 34,5 3,6 I8°5 6,5

benzolunlöslich...................... o,8 0,4 0,40 '0

Engler-Viscosität bei- 50' C.............. 23,50 = 717 3I'20

Stockpunkt ° C........................ -4 -=8 -7

Liter Gas/Liter Ausgangsöl . . ............... =o8,5 913 69,6 89,o

Liter Gas/Liter Benzin . . . . . . . . .'. . . . . . . . . . . . r4=,4 137,7 =I2,9 I6=,6

Errechnete Ausbeuteziffer................... 67,7 67,0 62,9 54,4

Tatsächliche Ausbeute minus errechnete Aus- '

9I -0,7 -=,7 0ß

Durchlaufziffer ............................ 413 414 40,4 40,6

37,9 .36,9 36,8

Betriebsziffer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37,9

i) Verglichen mit einem Gemisch aus Benzol und Pennsylvaniabenzin.

Gemisch aus

Getopptes West-Texas-

Ausgangsöl Kentucky- Refugio- und Mid-

Rohöl Rohöl Continent

getopptem

Rohöl

Spezifisches Gewicht ................................. 0,9=35 0,9=4I 0,9254

Betriebsbedingungen

Druck in der Hochdruckzone in kg/cm2 . . . . . . . . . . . . . . . . 17,4 24,6 17,7

Temperatur am HeizschlangenauslaB................... 481 510 491

Temperaturmitte der Hochdruckzone ................... 454 483 462,

Rücklaufverhältnis ................................... 4,5 3,3 3,8

Gesamtölzufuhr (Liter/Stunde) = Volumen der Heiz-

schlange und der Hochdruckzone (1) .. . ... . . . .... . . .. 1,52 1,63 1,71

Ausbeuten (in °/o des Ausgangsöles)

Benzin .............................................. 50,1 59,2 54,2

Rückstand .......................................... 47 24,3 49,2

Gas, Koks und Verluste . .... . . ..... ... . . . .. . . . ... . . . . 2,9 16,5 -3,4

Eigenschaften der Produkte

Benzin-Endsiedepunkt ° C............................. 191 207 198

Benzolwertl)..................................... - 73 -

Oktanzahl....................................... 77 91 76

Rückstand-Spezifisches Gewicht........................ 0,9923 1,o66 I,oo9

o/0 destilliert bei 21o° C. . . . . . . . .. . . . . . . . . . . . . . . . . . - 0 0

% destilliert bei 300° C........................... 11,0 27,5 10,0

°/o benzolunlöslich . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 0,5 0,4 0,3

Engler-Viscosität bei 50' C . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20,9 , 18,5 ° 23,2'

Stockpunkt ° C .................................. -7 -3 -4

Liter Gas/Liter ,Ausgangsöl . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59,8 109,2 26,2

Liter Gas/Liter Benzin ............................... 119,7 184,8 48,6

Errechnete Ausbeuteziffer............................. 53,0 52,8 49,9

Tatsächliche Ausbeute minus errechnete Ausbeute ....... -2,9 6,4 4,3

Durchlaufziffer....................................... 39,8 414 40,0

Betriebsziffer......................................... 36,2 37,6 36,o

1; Verglichen mit einem Gemisch aus Benzol und Pennsylvaniabenzin.

Claims

PATENTANSPRÜCHE: r. Verfahren zur Druckwärmespaltung von Kohlenwasserstoffölen, bei dem die Öle unter Druck auf Spalttemperatur erhitzt, dann einer Hochdruckzone und von dort einer Niederdruckzone zugeführt werden, dadurch gekennzeichnet, daß alle aus der Erhitzungszone kommenden Anteile der Öle ohne Temperaturerhöhung durch eine erweiterte Hochdruckreaktionskammer abwärts geführt und die gesamten flüssigen Spaltprodukte in Vermischung mit zumindest einem Teil oder vorzugsweise der Gesamtmenge der Spaltdämpfe am tiefsten Punkt dieser Kammer so schnell entnommen und zur Niederdruckzone abgeführt werden, daß jegliche Ansammlung von flüssigen Spaltprodukten in der Hochdruckreaktionskammer ausgeschlossen ist.
2. Verfahren nach Anspruch r, dadurch gekennzeichnet, daß durch Einstellung von Druck und Temperatur in der Hochdruckzone und des Rücklaufverhältnisses die Verdampfungs.gleichgew ichtsziffer der aus . der Hochdruckzone abströmenden Spaltprodukte auf 6o'/, eingestellt und gehalten wird.