JPS6211797A - 炭化水素の熱分解管 - Google Patents
炭化水素の熱分解管Info
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- JPS6211797A JPS6211797A JP17425886A JP17425886A JPS6211797A JP S6211797 A JPS6211797 A JP S6211797A JP 17425886 A JP17425886 A JP 17425886A JP 17425886 A JP17425886 A JP 17425886A JP S6211797 A JPS6211797 A JP S6211797A
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- JP
- Japan
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- pyrolysis
- tube
- pipe
- thermal decomposition
- hydrocarbon
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
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-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
- F28F—DETAILS OF HEAT-EXCHANGE AND HEAT-TRANSFER APPARATUS, OF GENERAL APPLICATION
- F28F1/00—Tubular elements; Assemblies of tubular elements
- F28F1/10—Tubular elements and assemblies thereof with means for increasing heat-transfer area, e.g. with fins, with projections, with recesses
- F28F1/40—Tubular elements and assemblies thereof with means for increasing heat-transfer area, e.g. with fins, with projections, with recesses the means being only inside the tubular element
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
（産業上の利用分野〕
本発明は、炭化水素の熱分解によりエチレン、プロピレ
ン、その他の有用なオレフィンを製造するために好適な
炭化水素の熱分解管に関する。
ン、その他の有用なオレフィンを製造するために好適な
炭化水素の熱分解管に関する。
Ｃ背景技術とその問題点〕
一般に、炭化水素の熱分解によるオレフィンの製造には
、熱分解管を内蔵した熱分解炉を用い、炭化水素を８０
０〜９５０℃に昇温して熱分解した後、急冷する方法が
採用されている。この場合、熱分解管内の流体への伝熱
効率を高めるため、熱分解管の内面や外面にフィンある
いは隆起部を設けたり、管を楕円形にする等種々の工夫
がなされている。また、オレフィンの収率、特に有用な
エチレンの収率の向上を図るため、熱分解管内での滞留
時間を短くし、かつ、可及的速やかに冷却する等の工夫
がなされている。
、熱分解管を内蔵した熱分解炉を用い、炭化水素を８０
０〜９５０℃に昇温して熱分解した後、急冷する方法が
採用されている。この場合、熱分解管内の流体への伝熱
効率を高めるため、熱分解管の内面や外面にフィンある
いは隆起部を設けたり、管を楕円形にする等種々の工夫
がなされている。また、オレフィンの収率、特に有用な
エチレンの収率の向上を図るため、熱分解管内での滞留
時間を短くし、かつ、可及的速やかに冷却する等の工夫
がなされている。
しかしながら、反応条件を厳しくして転化率を向上させ
ようとすれば、熱分解管内への生成コークスの付着が著
しくなり、この付着コークスの除去操作を頷繁に行う必
要が住じ、いずれにしても従来は、熱分解方法全体の効
率を向上させることのできる熱分解管の開発が望まれて
いた。
ようとすれば、熱分解管内への生成コークスの付着が著
しくなり、この付着コークスの除去操作を頷繁に行う必
要が住じ、いずれにしても従来は、熱分解方法全体の効
率を向上させることのできる熱分解管の開発が望まれて
いた。
本発明の目的は、オレフィンの収率が裔＜、熱分解管内
へのコークス析出が少なく、連続運転可能な期間が長＜
、シかもデコーキングを要する時間を短縮できて熱分解
装置全体の操業率を向上できる炭化水素の熱分解に供せ
られる熱分解管を提供するにある。
へのコークス析出が少なく、連続運転可能な期間が長＜
、シかもデコーキングを要する時間を短縮できて熱分解
装置全体の操業率を向上できる炭化水素の熱分解に供せ
られる熱分解管を提供するにある。
〔問題点を解決するための手段および作用〕本発明は、
炭化水素の熱分解管において、管内面の形状が横断面に
おいて半円弧状の凹凸を連続させて波形をなす複数条の
溝を有し、これらの溝が管の長手方向に５〜２０度の傾
斜角度をもつらせん状に形成されるようにして前記目的
を達成しようとするものである。
炭化水素の熱分解管において、管内面の形状が横断面に
おいて半円弧状の凹凸を連続させて波形をなす複数条の
溝を有し、これらの溝が管の長手方向に５〜２０度の傾
斜角度をもつらせん状に形成されるようにして前記目的
を達成しようとするものである。
従って、伝達効率を上げられるからオレフィンの収率を
向上できるとともに熱分解管内へのコークスの析出が軽
微で熱分解装置全体の操業率を飛躍的に向上させること
ができる。
向上できるとともに熱分解管内へのコークスの析出が軽
微で熱分解装置全体の操業率を飛躍的に向上させること
ができる。
本発明に係る炭化水素の熱分解管の実施例を図面を参照
しながら詳細に説明する。この実施例は第１図、第２図
に示され、また、第３図には、本実施例に用いられる熱
分解装置の概略構成が示されている。この第３図におい
て、熱分解炉１０はバーナ１２を有するとともに、複数
本、例えば１２木の直管式熱分解管１４を備えている。
しながら詳細に説明する。この実施例は第１図、第２図
に示され、また、第３図には、本実施例に用いられる熱
分解装置の概略構成が示されている。この第３図におい
て、熱分解炉１０はバーナ１２を有するとともに、複数
本、例えば１２木の直管式熱分解管１４を備えている。
これらの熱分解管１４の入口側は入ロヘソダ１６により
連結されるとともに、出口側は出ロヘソダ１８により各
４本つづ連結され、入口ヘッダ１６には原料供給管２０
が、各出ロヘソダ１８には炉外においてそれぞれ急冷器
２２が接続されている。
連結されるとともに、出口側は出ロヘソダ１８により各
４本つづ連結され、入口ヘッダ１６には原料供給管２０
が、各出ロヘソダ１８には炉外においてそれぞれ急冷器
２２が接続されている。
前記原料供給管２０にはそれぞれ炭化水素および水蒸気
が供給され、これらの原料は供給管２０に設けられた予
熱器２４．２６によりそれぞれ予熱された後入ロヘソダ
１６に供給されるようになっている。
が供給され、これらの原料は供給管２０に設けられた予
熱器２４．２６によりそれぞれ予熱された後入ロヘソダ
１６に供給されるようになっている。
前記各熱分解管１４の横断面は、第１図に示されるよう
に、管内面の形状が半円弧状の凹凸を連続させて波形を
なす複数条の溝１４Ａを有し、これらの各溝１４Ａは、
第２図に示されるように、管長手方向に傾斜角度α、ピ
ッチＰのらせん状に形成されている。このような形状の
熱分解管１４の具体的な構成は、材質がニッケル・クロ
ム合金のＡＳＴＭ規格ＨＰからなり、外径Ｄｏ ＝４
７．６龍、溝底部間直径ｄ、 ＝３２．３５龍、凸部間
直径ｄ！＝２３゜１龍とされ、従って、平均内径ＤＡ＝
２７．７ｍｍ、溝深さｈ＝４．６２１讃、最小肉厚ｔ
＝７．６３ｍ霞とされ、また、溝数８、溝傾斜角度α＝
１０度、溝ピッチＰ＝４００ｍ、各直管式熱分解管長さ
しく第３図参照）＝１１ｍとされ、この熱分解管１４を
１２本用いて熱分解を行った。ここにおいて、平均内径
Ｄｔ＋ とは、熱分解管１４の外径Ｄ０から肉厚の最大
（ｔ＋ｈ）、最小（１）の平均値の２倍を引いた値、も
しくは、溝底部間直径ｄ１ と凸部間直径ｄ２との平均
値をいう。なお、実測内円周Ｓ＝１２４ｍ霞と平均内径
円周Ｃ＝π・ＤＡ＝８６゜９７８とから拡面率Ｓ／Ｃを
計算するとＳ ／ Ｃ＝ １．４２６ となり原料の接
触面積が大幅に増加していることが判る。
に、管内面の形状が半円弧状の凹凸を連続させて波形を
なす複数条の溝１４Ａを有し、これらの各溝１４Ａは、
第２図に示されるように、管長手方向に傾斜角度α、ピ
ッチＰのらせん状に形成されている。このような形状の
熱分解管１４の具体的な構成は、材質がニッケル・クロ
ム合金のＡＳＴＭ規格ＨＰからなり、外径Ｄｏ ＝４
７．６龍、溝底部間直径ｄ、 ＝３２．３５龍、凸部間
直径ｄ！＝２３゜１龍とされ、従って、平均内径ＤＡ＝
２７．７ｍｍ、溝深さｈ＝４．６２１讃、最小肉厚ｔ
＝７．６３ｍ霞とされ、また、溝数８、溝傾斜角度α＝
１０度、溝ピッチＰ＝４００ｍ、各直管式熱分解管長さ
しく第３図参照）＝１１ｍとされ、この熱分解管１４を
１２本用いて熱分解を行った。ここにおいて、平均内径
Ｄｔ＋ とは、熱分解管１４の外径Ｄ０から肉厚の最大
（ｔ＋ｈ）、最小（１）の平均値の２倍を引いた値、も
しくは、溝底部間直径ｄ１ と凸部間直径ｄ２との平均
値をいう。なお、実測内円周Ｓ＝１２４ｍ霞と平均内径
円周Ｃ＝π・ＤＡ＝８６゜９７８とから拡面率Ｓ／Ｃを
計算するとＳ ／ Ｃ＝ １．４２６ となり原料の接
触面積が大幅に増加していることが判る。
炭化水素の原料としては、第１表に示す性状のナフサ、
バキューム・ガスオイル（減圧軽油）および水添脱硫ガ
スオイルを用いた。
バキューム・ガスオイル（減圧軽油）および水添脱硫ガ
スオイルを用いた。
第１表 原料炭化水素の性状
熱分解の条件は第２表に示す通りである。
第２表 熱分解条件
このような条件で熱分解を続けることにより、熱分解管
１４−内にコーキングが生じ、管内の圧力損失が増大し
、かつ、熱分解管１４の伝熱効果が低下して熱分解管１
４の外表面温度が上昇した。
１４−内にコーキングが生じ、管内の圧力損失が増大し
、かつ、熱分解管１４の伝熱効果が低下して熱分解管１
４の外表面温度が上昇した。
この温度が１０９２°Ｃに達したところで、熱分解管１
４の強度ならびに寿命を考慮して熱分解を中断し、デコ
ーキングを行った。熱分解管１．４の外表面温度の限界
と、熱分解管１４内の圧力損失とは相関関係があるので
、圧力損失の増大の特定値を以て熱分解中断の目安とし
、この特定値を用いた場合の熱分解の連続運転可能な期
間を求めた値を第３表に示す。
４の強度ならびに寿命を考慮して熱分解を中断し、デコ
ーキングを行った。熱分解管１．４の外表面温度の限界
と、熱分解管１４内の圧力損失とは相関関係があるので
、圧力損失の増大の特定値を以て熱分解中断の目安とし
、この特定値を用いた場合の熱分解の連続運転可能な期
間を求めた値を第３表に示す。
第３表 圧力損失と連続運転可能期間
また、この場合の熱分解生成物の収率を比較例と対比さ
せて第４表中に示す。ここに比較例は、熱分解管として
、外径３９．９＋ｎ、内径２６．９１−の内外径間芯の
平滑円管を用いる他は、前記実施例と同条件でナフサの
熱分解を行い、熱分解管の表面温度が１０９２度に達し
たときデコーキングを行った。
せて第４表中に示す。ここに比較例は、熱分解管として
、外径３９．９＋ｎ、内径２６．９１−の内外径間芯の
平滑円管を用いる他は、前記実施例と同条件でナフサの
熱分解を行い、熱分解管の表面温度が１０９２度に達し
たときデコーキングを行った。
このデコーキングに要した時間は約１０時間であった。
この場合の連続運転可能な期間は１３日であった。
第４表 熱分解生成物の収率
以上の実施例ならびに比較例から、本発明の熱分解管１
４を２用いた熱分解方法によれば、コーキングを著しく
抑制することができて熱分解装置全体の操業率を向上で
き、かつ、オレフィン特にエチレンの収率を向上できる
ことが判る。これら収率向上の数値は小さいが、通油量
が大であるから、その経済的効果は大である。
４を２用いた熱分解方法によれば、コーキングを著しく
抑制することができて熱分解装置全体の操業率を向上で
き、かつ、オレフィン特にエチレンの収率を向上できる
ことが判る。これら収率向上の数値は小さいが、通油量
が大であるから、その経済的効果は大である。
次に、上記実施例における性状と同一のナフサを原料炭
化水素とし、熱分解条件を同一としかつ同様な熱分解生
成物の収率を得るよう運転した場合について、熱分解管
の溝傾斜角度をパラメータとした圧力損失と連続運転期
間およびデコーキング時間を第５表に示す。なお、デコ
ーキング所要時間とは熱分解管内に温度１０００℃のス
チームを流し水性ガス化反応を行わせ管内のコークスを
除去するのに要した時間である。
化水素とし、熱分解条件を同一としかつ同様な熱分解生
成物の収率を得るよう運転した場合について、熱分解管
の溝傾斜角度をパラメータとした圧力損失と連続運転期
間およびデコーキング時間を第５表に示す。なお、デコ
ーキング所要時間とは熱分解管内に温度１０００℃のス
チームを流し水性ガス化反応を行わせ管内のコークスを
除去するのに要した時間である。
第５表 圧力損失と連続運転可能期間およびデコーキン
グ所要時間この結果、熱分解管１４の溝１４Ａにおける
らせんの管長手方向に対する傾斜角度は、圧力損失、連
続運転可能期間、デコーキング所要時間等の観点から５
〜２０度とすることが好ましい。この傾斜角度を５度以
下にするとデコーキング所要時間が長くなりらせん状の
溝を設けた効果が十分でなく、一方、２０度を越えると
管内での圧力１用失が大きく連続運転期間が短くなるの
で好ましくないからである。このようならせん状の溝を
設けた管は、溶融金属の固化前に捩じりを施すことによ
って製作された溶造管が適。している。
グ所要時間この結果、熱分解管１４の溝１４Ａにおける
らせんの管長手方向に対する傾斜角度は、圧力損失、連
続運転可能期間、デコーキング所要時間等の観点から５
〜２０度とすることが好ましい。この傾斜角度を５度以
下にするとデコーキング所要時間が長くなりらせん状の
溝を設けた効果が十分でなく、一方、２０度を越えると
管内での圧力１用失が大きく連続運転期間が短くなるの
で好ましくないからである。このようならせん状の溝を
設けた管は、溶融金属の固化前に捩じりを施すことによ
って製作された溶造管が適。している。
以上の実施例では、熱分解管１４の溝１４Ａの数を８個
としたが、管の内面側に、設ける溝１４Ａの数は、５〜
１０個でもよい。これは、管内径に対し、溝の数が５未
満では熱分解管の肉厚の差が顕著になり、このため発生
する熱応力の部分的差異が長期間の使用において熱分解
管の破Ｉ貝を招く虞れがあり、一方、溝の数が１０を越
えると谷溝の幅が狭くなり、コークスが付着しやすくな
って好ましくないからである。また、熱分解管１４の平
均内径ＤＡを２７．７龍としたが、管内反応流体の滞留
時間、伝熱量および経済性の点から１５〜４５卵１の範
囲で有効である。すなわち、管内径が４５１１を越えて
大であると、管内流体の単位重量当りの伝熱面積が小さ
くなり、従って、管内流体を４温させるために管内流体
の熱分解管内での滞留時間が長くなるからである。一方
、管内径を１５１■より小さくすると、熱分解管１本当
りの処理量が小さくなるため、熱分解管１４の本数を増
やす必要が生じ、炉および急冷器の構造が複雑となって
経済性、作業性の低下を招くこととなるからである。
としたが、管の内面側に、設ける溝１４Ａの数は、５〜
１０個でもよい。これは、管内径に対し、溝の数が５未
満では熱分解管の肉厚の差が顕著になり、このため発生
する熱応力の部分的差異が長期間の使用において熱分解
管の破Ｉ貝を招く虞れがあり、一方、溝の数が１０を越
えると谷溝の幅が狭くなり、コークスが付着しやすくな
って好ましくないからである。また、熱分解管１４の平
均内径ＤＡを２７．７龍としたが、管内反応流体の滞留
時間、伝熱量および経済性の点から１５〜４５卵１の範
囲で有効である。すなわち、管内径が４５１１を越えて
大であると、管内流体の単位重量当りの伝熱面積が小さ
くなり、従って、管内流体を４温させるために管内流体
の熱分解管内での滞留時間が長くなるからである。一方
、管内径を１５１■より小さくすると、熱分解管１本当
りの処理量が小さくなるため、熱分解管１４の本数を増
やす必要が生じ、炉および急冷器の構造が複雑となって
経済性、作業性の低下を招くこととなるからである。
さらに、熱分解の条件については、熱分解温度は８００
〜９５０°Ｃ１圧力２ ｋｇ ／ ｃａ −Ｇ以下、水
蒸気対原料炭化水素の重量比０．３〜１．０とすること
が好ましく、このような条件は通常の炭化水素熱分解に
採用されている。また、上記実施例における反応流体の
滞留時間は１５０ ｎ＋３以下とすることが好ましくこ
れを越える畏い滞留ｌ１８′間では、熱分解管内へのコ
ークス析出の抑制効果が低減し、熱分解装置全体の効率
を低下させるからである。
〜９５０°Ｃ１圧力２ ｋｇ ／ ｃａ −Ｇ以下、水
蒸気対原料炭化水素の重量比０．３〜１．０とすること
が好ましく、このような条件は通常の炭化水素熱分解に
採用されている。また、上記実施例における反応流体の
滞留時間は１５０ ｎ＋３以下とすることが好ましくこ
れを越える畏い滞留ｌ１８′間では、熱分解管内へのコ
ークス析出の抑制効果が低減し、熱分解装置全体の効率
を低下させるからである。
さらにまた、炭化水素としては、上記に限定されず、本
発明に適用できる炭化水素としては、ナフサから重質軽
油まで、およびガス状の脂肪族炭化水素が挙げられる。
発明に適用できる炭化水素としては、ナフサから重質軽
油まで、およびガス状の脂肪族炭化水素が挙げられる。
また、熱分解炉は、−ｉの熱分解炉のいかなる形式でも
よいが、多管式熱分解炉が、曲管部がない点から、好ま
しい。
よいが、多管式熱分解炉が、曲管部がない点から、好ま
しい。
本発明は、オレフィンの収率が高く、熱分解管内へのコ
ークス（１出が少なく、連続運転可能な期間が長く、し
かもデコーキングを要する時間を短ｉ宿できて熱分解装
置全体の操業率を向上できる優れた効果を有する。
ークス（１出が少なく、連続運転可能な期間が長く、し
かもデコーキングを要する時間を短ｉ宿できて熱分解装
置全体の操業率を向上できる優れた効果を有する。
第１図は本発明に係る炭化水素の熱分解管の一実施例を
示す拡大横断面図、第２図は同じく第１図の熱分解管に
おける一条の溝形状を示す管内面展開ＩＱ弐図、および
第３図は同じく熱分解炉の概略構成図である。 ｌＯ・・・−九分解炉、１４・・・熱分解管、１４Ａ・
・・溝、２０・・・原料供給菅。
示す拡大横断面図、第２図は同じく第１図の熱分解管に
おける一条の溝形状を示す管内面展開ＩＱ弐図、および
第３図は同じく熱分解炉の概略構成図である。 ｌＯ・・・−九分解炉、１４・・・熱分解管、１４Ａ・
・・溝、２０・・・原料供給菅。
Claims (2)
- （１）炭化水素の熱分解管において、管内面の形状が横
断面において半円弧状の凹凸を連続させて波形をなす複
数条の溝を有し、これらの溝が管の長手方向に５〜２０
度の傾斜角度をもつらせん状に形成されていることを特
徴とする炭化水素の熱分解管。 - （２）特許請求の範囲第１項において、前記管内面の溝
の数を５〜１０個としたことを特徴とする炭化水素の熱
分解管。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP17425886A JPS6211797A (ja) | 1986-07-24 | 1986-07-24 | 炭化水素の熱分解管 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP17425886A JPS6211797A (ja) | 1986-07-24 | 1986-07-24 | 炭化水素の熱分解管 |
Related Parent Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP140482A Division JPS58132081A (ja) | 1982-01-08 | 1982-01-08 | 炭化水素の熱分解方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6211797A true JPS6211797A (ja) | 1987-01-20 |
| JPH0447719B2 JPH0447719B2 (ja) | 1992-08-04 |
Family
ID=15975487
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP17425886A Granted JPS6211797A (ja) | 1986-07-24 | 1986-07-24 | 炭化水素の熱分解管 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6211797A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2008033193A1 (en) * | 2006-09-13 | 2008-03-20 | Exxonmobil Chemical Patents Inc. | Quench exchanger with extended surface on process side |
| WO2017007649A1 (en) | 2015-07-09 | 2017-01-12 | Sabic Global Technologies B.V. | Minimizing coke formation in a hydrocarbon cracker system |
| US10518242B2 (en) | 2016-04-12 | 2019-12-31 | Basf Se | Reactor for a cracking furnace |
| US10537573B2 (en) | 2014-01-21 | 2020-01-21 | Janssen Pharmaceutica Nv | Combinations comprising positive allosteric modulators or orthosteric agonists of metabotropic glutamatergic receptor subtype 2 and their use |
-
1986
- 1986-07-24 JP JP17425886A patent/JPS6211797A/ja active Granted
Cited By (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2008033193A1 (en) * | 2006-09-13 | 2008-03-20 | Exxonmobil Chemical Patents Inc. | Quench exchanger with extended surface on process side |
| US7758823B2 (en) | 2006-09-13 | 2010-07-20 | Exxonmobil Chemical Patents Inc. | Quench exchange with extended surface on process side |
| US10537573B2 (en) | 2014-01-21 | 2020-01-21 | Janssen Pharmaceutica Nv | Combinations comprising positive allosteric modulators or orthosteric agonists of metabotropic glutamatergic receptor subtype 2 and their use |
| WO2017007649A1 (en) | 2015-07-09 | 2017-01-12 | Sabic Global Technologies B.V. | Minimizing coke formation in a hydrocarbon cracker system |
| JP2018528989A (ja) * | 2015-07-09 | 2018-10-04 | サビック グローバル テクノロジーズ ベスローテン フェンノートシャップ | 炭化水素クラッキング反応器システムにおけるコークス生成の最小化 |
| EP3320245A4 (en) * | 2015-07-09 | 2019-02-27 | SABIC Global Technologies B.V. | MINIMIZING COOKING DEPOSIT IN A HYDROCARBON CRACKER SYSTEM |
| US10611968B2 (en) | 2015-07-09 | 2020-04-07 | Sabic Global Technologies B.V. | Minimizing coke formation in a hydrocarbon cracker system |
| US10518242B2 (en) | 2016-04-12 | 2019-12-31 | Basf Se | Reactor for a cracking furnace |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0447719B2 (ja) | 1992-08-04 |
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