JPS63241095A - 微粒子固体を熱担持体として用いる炭化水素の熱分解方法 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 発明の分野 本発明は適切な反応時間が極めて短かい、例えばミリ秒
程度の熱反応性流体の反応を行なわせる時の改良に関す
る。したがって本発明は熱担持体として微粒子の固体を
用いて炭化水素を熱分解する方法に関する。さらに詳細
に述べると本発明は固体を低速度にて炭化水素原料ガス
流れの中に噴射し、そして加速させるが流体速度に等し
くなる前に分離する方法に関する。そのための適切な装
置、特に効率のより良い反応器／分離器を開示する。

発明の背景 ナフサおよび軽油までのガス状パラフィン類を含む炭化
水素を軽質の生成物特にエチレン製造のために熱分解す
る方法は工業的に開発済みであるがそれは炉内に配列さ
れた金属管コイル内で水蒸気の存在のもとに行なわれる
炭化水素の熱分解である。研究によれば温度が増し、反
応時間が減少すると大巾な収率の改善がもたらされる。

反応時間はミリ秒（ｆｆｌｓ）で１ＴＩＩＩ定される。

従来の水蒸気分解は単−相のプロセスであって、炭化水
素／水蒸気混合物が炉内の管内を通過する。

水蒸気は稀釈剤として作用し、炭化水素は分解してオレ
フィン、ジオレフィンおよび他の副産物となる。従来の
水蒸気分解反応器では原料供給物の転化は約６５％であ
る。ＴＸＴ　　（管の金属温度）限界を超えることなく
十分に短い滞留時間内に追加の顕熱および分解熱を与え
ることができないために転化率が制限される。高温にお
ける長い滞留時間は生成物の品質を劣化させる２次反応
のために通常望ましくない。発生するもう１つの問題は
熱分解管のコーキングである。

このような水蒸気分解法は、以後「従来型」と呼ぶがア
メリカ特許３．３８５．３８７および４．０８１．５８
２ならびにケミカルウィーク、　　（ｃｈｅｍｔｃａｌ
ｗｅｅｔ）１９６５．１１月１３日、８９−８Ｌ頁の「
エチレン」と題する論文に開示または説明されており、
それらは本書に参考として組み入れられている。

熱伝達がコイルの壁を通して行なわれるためにＴＸＴ−
制約分解器であるコイル式反応器に対して、高温の再循
環微粒子固体を用いて炭化水素供給ガスと直接接触させ
そのガスを分解するための熱をそのガスに伝達する方法
も開発済みである。

この分類に入る方法は、ＴＲＣプロセスと呼ばれるが、
以下に列記するゴルフ／ストーン（Ｇｕｌｆ’／５ｈｏ
ｎｅ）とウェブスター（ｗｅｂｓｔｅｒ）の特許に開示
されているがこれらはすべて本発明に比較すると滞留時
間が永＜　（５０−２０００＋ｎｓ）かつ従来型の温度
である。

アメリカ特許：　　４，０５７．４９０　　４．３０９
，２７２４．０８１．５Ｂ２　　　４，３１８．８００
４．０８０．２８５　　　４．３３８．１Ｂ７４．０９
７，３６２　　　４，３４８．３６４４．０９７．．３
６３　　　４．３５Ｌ、２７５４．２Ｂ４．４３２　　
　４，３５２．７２８４．２８ｇ、３７５　　　４．３
５Ｂ、、１５１４．３００．９９８　　　４．３”７０
．３０３ヨーロツパ出願　　１ｉ０３０３４５９．４゜
アメリカ特許４，０６１，５６２はコラム２において、
不活性固体と流れているガスの間のすべりは殆んどかま
ったく無い（すべりとは２者間の速度差である）と述べ
ていることは注目すべきである。同様な意味の記述がア
メリカ特許４，３７０，３０３コラム９に見られる。そ
してこの特許は１２５がら２５０ｆ’ｔ、／ｓｅｃ、以
上のガス速度を出さないよう警告している、それは浸食
が急にはげしくなるからである。ガス速度を減少させる
ことは他の段階も遅くすることになる、例えばガスから
の固体の分離が遅くなり、そのために全体的滞留時間を
永くする。さらに、ガス速度を制限して行くと固体とガ
スの良好な混合が行なえない点に達するであろう、何故
なら高いガス速度が乱流と好ましい緊密な混合をもたら
すからである。

本発明はある意味ではガス速度を固体の速度から切り離
す、すなわちガス速度は浸食のはげしい固体速度を避け
るために制約されないでむしろ比ＭｈＸｌｌ、ヵ、ｉ体
：、、よ、よ、８□°２，６″ユよができる。

一般的に関係のある他の特許には次のものがある。

アメリカ特許：　　２．４３２．９８２　　２．８７８
．８９１２．４３Ｂ、ｌＢｏ　　　３．０７４．８７Ｂ
２．７１４．１２８　　３．７６４．６３４２．７３７
．４７９　　　　４．１７２．８５７４．３７９．０４
Ｇ　　　　　４，４１１．７６９発明の要約 本発明は流体一固体接触および熱伝達のための固体加速
方法に関する。本発明においては、比較的低い速度の微
粒子固体を比較的高速の流体と接触させ、それから、微
粒子の速度が流体速度に接近する前に分離する、そして
これによって浸食／摩耗を最小限におさえる。

これらの稚類の間に温度差がある時は、運動量の移動の
際に、固体と流体間の速度差が微粒子の大きな表面積と
結びついて熱伝達を促進する。

この現象を利用してプロセスを最適化できる。

すなわち速度差をできるだけ大きくすることによって極
めて速かな熱伝達が可能になる。したがってガス流れめ
方向に大きな速度差が存在しなければならない。この熱
伝達は相対初期速度、粒子の特性（大きさ、形状、熱的
性質）および固体の流体に対する重量比などを適切に選
ぶことによって制御できる。粒子の分離は慣性力分離器
によるのがよい。この分離器は、粒子は流れ方向を維持
しようとする傾向が流体よりはるかに大きいことを利用
したものである。

このような装置を、目的とする反応を開始させるのに十
分な温度の粒子と接触している反応性流体に適用すると
、非常に短い滞留時間が実際にもたらされる。その後、
生成流体の流れの冷却は微粒子の固体も冷却することな
しに実行される、したがって微粒子の固体は最小限の熱
損失で再循環できる。

換言すれば、本発明の独特な１面は固体／供給物の熱伝
達のために固体を加速するという考え方を適用している
ことである。低速度、例えば１−５Ｏｆ’ｔ、／ｓｅｃ
、の高温微粒子がより高速の、比較的低温のガス、例え
ば５Ｏ−３０Ｏｆ’ｔ、／ｓｅｅ、のガスと接触し、そ
れから粒子が有害な速度に達する前に慣性力の分離器を
用いて分離される。大きな粒子表面積と熱的な推進力と
組み合わされた時に、大きなガス／固体速度差は極めて
速かな熱伝達をもたらす。したがって熱担持体として微
粒子の固体を用いるガス状炭化水素の転化において、粒
子からガスへの熱伝達の殆んどは粒子が最高流体速度に
達する以前に行なわれる。粒子による浸食は速度の３乗
に比例して変化するから、もし粒子が実質的に流体の速
度と同じ速度になる以前にガスから分離されるならば、
処理装置の、摩耗による消耗は相当に減少する。

このように固体を加速するという概念は浸食を最少にし
ながら、急速な熱伝達を行なうのに用いられる。他の利
点もまた生ずる。固体は反応器内に比較的低速度で入る
、一方供給物は十分により高い速度で入る。固体はガス
から運動量を得て反応器内で加速されるがガス速度と同
じ速度には達しない。このことによって次の種々のこと
が生じ得るようになる。

固体とガスの接触時間が短くカットされるからガスの反
応器内滞留時間は例えば１０１０−２Ｏのように短く保
たれる；すベリ速度が高く保たれる（熱的境界層が薄い
）から熱伝達が非常に速く、例えば温度上昇速度が〜１
０６°Ｆ／ｓｅｅ、になる；固体速度が低く、好ましく
は１５０ｆ’ｔ、／ｓｅｅ、以下、保たれるので浸食／
摩耗が最少限になる。すなわち速度差が増すと熱境層が
薄くなり、熱伝達が増加する。

エチレン、ジオレフィン、およびアセチレン系の分子の
生成物を作るための炭化水素の熱分解にとって有害な圧
力損失は、流体の運動エネルギーによる粒子の加速を最
少限にすることによって最少限になる。したがって本発
明による改良は二元的な面を具えている。すなわち、接
触時間が短いために固体は侵食を生ずる速度まで加速さ
れない；そして速度差が高い熱伝達速度を引き起こしそ
の結果短い反応時間が可能になる。

、゛理論的な説明はマグロー−ヒル（ＭｅＧｒｏｗ−Ｈ
ｌｌｌ）、１９６３年発行の」、Ｐ、ホールマン（Ｈｏ
ｌｎ＋ａｎ）による「ヒートトランスフｙ　−Ｊ　（’
　）ＩｅａｔＴｒａｎｓｒｅｒ’　）の９−１１．８８
−９１．および１０７−１ｌｌ頁；ならびにマグロ−ヒ
ル、１９５９年発行のエラカート（Ｅｅｋｅｒｔ）とド
レイク（Ｄｒａｋｅ）による［ヒートアンドマストラン
スフｙ　−Ｊ　（’　ＨｅａｔａｎｄＭａｓｓＴｒａｎ
ｓｒｅｒ　’　）の１２４−１ｌｌおよび１６７−１７
３頁に見られる。

しかし極めて短かい滞留時間を必要とする熱反応性流体
の反応を行なわせるためにそこに説明されている原理の
適用は開示されていないし暗示されていない。反応は触
媒型または非触媒型である。

したがって本発明は、固体をガス中に浮遊させて運び、
固体からガスに熱を伝達させ、そしてぞのガスを分解す
るために固体を負の速度または低速度あるいは速度なし
で導入して十分に高速度の供給ガスと接触させること、
反応器を通る間に固体が加速されるようにすること、お
よび固体がガスの速度に達するずっと前に反応を終了さ
せること、例えば固体がガス速度より十分に遅い間に生
成ガスから固体を分離すること、その後生成１．ガスを
急冷することなどによって、炭化水素供給ガスを反応器
内で高温の微粒子固体と接触させることを特徴とする炭
化水素の熱分解方法で構成される。

負の速度とはガス流れの方向とは逆の方向に粒子が反応
器に投入されそれからガス流れの方向にガスによって運
ばれることを意味する。粒子を重力で落下するように反
応器内に単純に落下させてガスと接触させるのがよい。

この方法は次のようにして行なわれる。５Ｏ−３（ＩＱ
μ好ましくは１００−２００μの粒子を約１７００＠か
ら３０００下までの範囲の温度に加熱して、負の速度ま
たは０−５０ｆｔ、／Ｓｅｅ、で約５００＠から１２７
５下好ましくは７００’から１１１０°Ｆまでの範囲の
温度に予熱されている、約３０ｆｔ、／ｓｅｃ、好まし
くは５０ｆ’ｔ、／ｓｅｅ、から５００ｆｔ、／ｓｅｅ
。

までの範囲の、例えば１００−５０Ｏｆ’ｔ、／ｓｅｃ
、好ましくハ３００−４０Ｏｆ’ｔ、／ｓｅｅ、の範囲
の十分により高い速度の供給ガス中に導入して接触させ
、そのガスを約１５００−２２００°Ｆ好ましくは１５
００°から２０００°Ｆまでの範囲の反応温度で反応器
ガス滞留時間１０１０−４Ｏの間に分解する。固体／供
給物の比は５−２００ρｂ／Ｉｂ供給物の範囲が適切で
ある。

供給炭化水素と同伴固体の生成混合物中の各成分はガス
稀釈剤がある場合でもない場合でも、並行して反応器内
を前述の温度で流れる。分解による炭化水素のモル数の
増大および熱伝達による蒸気温度の上昇によって蒸気速
度が増大する一方固体によってガスの受ける抵抗（固体
速度が増加する時）はガス速度を低下させようとする。

本発明においては一般に固体はそれが接触しているガス
の速度の８０％好ましくは５０％を超えない速度まで加
速される。最終の固体速度の最小値は重要ではないが最
終ガス速度の２０％以上であるのが一般的である。接触
、反応、および分離のための時間を含む全体的滞留時間
は一般的に１０ｍ５を超えて１００ｍ５未満、好ましく
は１０ｍ５を超えて５０ｎ＋ｓまで、伊ｊえば２０から
５０＋ａｓである。

発明の詳細な説明 本方法は従来の水蒸気分解において使用できる供給物に
は何れにも適用できるが粗原油、常圧軽び減圧軽油残渣
のような重質の炭化水素供給物に最も適している。この
ような供給物は通常、すなわち雰囲気条件において液体
、ゼラチン状または固体である。コーキングの傾向は分
子量と共に増大するから、従来の水蒸気分解において、
重質の炭化水素はコーキングを生じ易い供給物であり、
そのために熱分解管のデコーキングが屡々必要であった
、これはコストのかかるものであり、また事実残渣類は
商業的に許容し得る運転期間長さでは分解できない。し
たがって、主題のプロセスにこのような原料物質を用い
ると、競争力および経済性が最も有利になる。本プロセ
スはナフサにも用いられる。

反応条件のもとでは、重質の供給物は蒸気−液体混合物
となっている、すなわち同伴液体を運搬する蒸気が常に
存在する。

再循還している粒子上に沈積したコークは焼却される、
すなわち固体加熱装置用燃料として用いられる、または
合成ガス（ＣＯ／Ｈ２混合物）または低ＢＴＵガス用に
ガス化される。本プロセスは反容器から燃焼ゾーンを切
り離せるかε例えば廃ガス、ピッチまたは石炭のような
あまり望ましくない燃料を使って運転できる。このこと
は従来の水蒸気分解器と対照的である。水蒸気分解器で
は熱分解管が炉の輻射セクションに置かれており、炉で
は燃料が燃やされて、高硫黄液体または石炭の燃焼生成
物例えば石炭灰が金属の管にとって有害である。経済性
の観点からは、不活性な稀釈剤例えば水蒸気を反応混合
物に加えないか、蒸発を補助するのに必要なだけ加える
のが好ましい。しかし、炭化水素の分圧が低いと、エチ
レン、ジオレフィンおよびアセチレンへの分解反応の選
択性が改善されるから炭化水素供給物を水蒸気で稀釈す
ることがある。炭化水素に対する水蒸気のｆｆ１ｆｉ比
は約０．０１／Ｌから８／１好ましくは０．１７１から
　１までである。

本発明のさらに別の面はガス／固体分離および生成ガス
冷却方法ならびに本プロセスを逐行する上で用いられる
装置に関する。反応器は形状に関し特別な制約を受けな
いし円筒型であっても良いが断面が殆んど矩形であるの
が好ましい、すなわち反応器は矩形であるか、隅が例え
ば楕円形に丸められていてもよい；または１つの考案と
してリング状または環状形に曲げられた方形形状を用い
て固体と供給物が環の中を通るようにしてもよい。

反応器には供給ガスを導入するために一方の端に開口部
を設ける、または一方の端金部を単に大きな開口部にす
ることもある。固体／ガス分離のために、慣性力型すな
わちＴ字型分離器を用いるのが好ましい。固体は固体自
身に突き当たり（固体の定常状態のレベルまでＴ字型分
離器内で堆積する）そして重力によってガス流れの外に
落ちる。分離器内の滞留時間は非常に低く保たれる（　
＜ｉｏ＋ｎｓ）。分離器の効率は、反応器／分離器の形
状、相対的なガス／固体速度、および粒子の質量などの
数種の要因に依存する。これらの要因を賢明に選択する
と９０十％すなわち　９５＋％の分離効率が得られる。

固体が生成ガスから分離されるまでに移動するの目標固
体速度を参照して選定される、そしてこの２つの条件は
前述のとおり両立可能であり方向として一致している。

したがって反応器長さ−これが径路長さを決める−は固
体の浸食力が最少限である希望の範囲内のある速度まで
固体が加速されうるように設定される。

１図は本プロセスの全般的設計の１つの具体例を示すブ
ロック流れ線図である。図がら明らがなように、供給物
と所望による稀釈水蒸気は供給物子熱セクションを通っ
て加熱され、そこからの流出物が反応セクションに入る
。反応セクションはまた固体再加熱セクションからの高
温の微粒子固体を受は入れ、冷却された固体を再加熱の
ため固体再加熱セクションに戻す。反応流出物は流出物
冷却および熱回収セクションに入り、冷却された流出物
は分別工程に送られる。エネルギーの面から述べると、
燃料と空気が固体再加熱セクションに送られ、冷却され
ている固体を再加熱するため燃やされる（しかし、循還
粒子上に堆積したコークが燃料の大部分またはすべてを
まがなうことに注目すべきである）、そしてそこの燃焼
ガスは燃焼ガス熱回収セクションに入り、それがら大気
に放出される。燃焼ガス熱回収セクションはボイラ供給
水（ＢＦＶ）を加熱し、このボイラ供給水は流出物冷却
および熱回収セクションに冷却流体として入り直接また
は間接の冷却を行なう；そして間接の冷却の場合高圧の
水蒸気が発生しそして回収されることは図に示すとおり
である。高圧の水蒸気は、燃焼ガス熱回収セクション内
で発生しそこから・も回収される。供給物の予熱は別の
セクションとして示されているが、実、際には燃焼ガス
の熱を利用できるので燃焼ガス熱回収セクションの１部
であってもよい。

２図は本発明の方法を実行するのに有用な操作順序の１
例を示す。流れの温度が例として示されている。このよ
うに、以下の説明は説明のためのみであって限定するも
のではない。

本方法は分解反応用の熱を供給するのに１６００゜から
２５００°Ｆの循還固体を利用する。固体はアルミナの
ような不活性な、耐火性の物質が好ましいがコークまた
は触媒の固体であってもよい。本方法は２図に示すよう
に、３主要セクシヨンすなわち固体加熱システム、反応
器および冷却システムで構成される。

固体加熱システムは２５００°Ｆまでの粒子（５０−３
００μ、５−３Ｈｂ、／　Ｊ　ｂ、供給物）を分解反応
の熱源として供給する。高温の固体と予熱された炭化水
素供給物が反応器内で１０−４０、好ましくは１Ｏ−２
０１１１ｓの間接触し　１８００−２２００下の殆んど
平衡な温度になる。出口温度は固体／ガス比および入口
ガスと固体の温度によって変化する。固体／ガスはその
後反応器を出る時に分離され、固体は固体処理システム
に再循還されて再加熱される。分解されたガスは急速に
、反応しない温度まで冷却されそれからさらに従来の冷
却システムにおいて冷却される。

直接冷却または流動床における間接の冷却を用いて、反
応器流出物の冷却は１０ａ＋ｓ未満内に達成できる。

１つの方法においては微粒子の固体は流れに向って段階
的に分けられた耐火物内張りの容器内で加熱される。°
高温の燃焼ガスが加圧のもとに、例えば３Ｏ−４０ｐｓ
ｉａで段階に分けられたシステム内で固体を同伴し、固
体を１６００°Ｆから２５００°Ｆまで加熱する。

２図に示すように、１基のヒーター１（２次）がライン
２経由の固体を１６００から２０００°Ｆまで上げる、
そして別の３が温度を２５００°Ｆまで上げる。２次ヒ
ーターは分離器４からライン５を経由して取り入れられ
た１次ヒーターからの燃焼ガスを熱源として使用する。

固体上のコークは追加の燃料源であり、コークの焼却に
よって追加の熱が得られる。

２次ヒーターからの固体は分離器６．７で分離され、重
力でライン８．９、を経て１次ヒーターに供給される。

分離器は例えば耐火物を内張すしたサイクロンである。

例えば２０００下でライン１０によって２次ヒーターを
出て行く燃焼ガスは熱回収設備１１内で熱を回収される
。この図において、１次と２次のヒーターは固体を２５
００°Ｆまで加熱して分離器４、それからライン１３を
経由して重力により反応器１２にもどす。圧縮機１５に
よって圧縮され１１内の熱交換によって予熱された空気
はライン１Ｇによって１次ヒーター３に送られ燃料と共
に燃やされる。熱回収設備１１は各種の加熱サービスを
行なう、すなわち圧縮された空気を加熱するほかに、ま
たは加熱するかわりに、炭化水素供給物を予熱したり、
または冷却システム用または高温を必要とする他の目的
のために水蒸気またはボイラー供給水を加熱するのに用
いることができる。

約１２００°Ｆまで適切に予熱された炭化水素供給物は
ライン１７によって反応器１２に導入され、また固体も
約２５００　’Ｆでライン１３によって反応器に導入さ
れる。高温の耐火性の粒子は供給物を急速に加熱し分解
する。固体は反応器の終りの所で３Ｏ図に示すような衝
突式分離器を用いて分離される。吸熱的な分解反応によ
って得られた１６００″Ｆの反応流出物はその後冷却シ
ステムに送られ、固体は反応中にその上に沈積したコー
クを部分的か完全に燃焼させるために循還され再加熱さ
れる。本図における約８／ｌの固体対ガス重量比は１６
００＠Ｆの出口温度を維持する。１０１０−４Ｏの滞留
時間は急速な熱伝達とガスと固体の分離によって達成で
きる。

反応器流出物の冷却は間接冷却の流動床内で行なうこと
ができる。流動床は生成ガスによって流動化されている
同伴固体で構成され、同伴固体は蒸気状の流出物から熱
を冷却コイルにすばやく伝える。１部の固体は冷却床の
レベルを制御するためにライン１４より排出されライン
２に戻される。

、ＴＬＥ（輸送ライン熱交換器）および／または直接冷
却システムによって熱回収がさらに行なわれる。流動床
は生成ガスを約１６００″Ｆから約８００”乃至１００
０°Ｆまで１０”ｌ”／ｓｅｅ、の速さで冷却する。床
内の熱回収コイルは８００から２０００ｐｓｉの水蒸気
例えば高圧の１５００ｐｓｉの水蒸気を発生する。生成
ガス中に同伴された固体は床の上の分離区域に設置され
たサイク凸ン内で分離される。それから生ガスは軽油で
直接冷却されてもよいし、あるいは代案として、何基か
の従来型ＴＬＥに入る、そしてこれらはそれぞれ蒸気を
発生し、またＢＰＷを予熱してガスをＢｏｏ−１０００
下から例えば約３５０乃至７００°Ｆまで冷却する。流
れの中の重質物質および水はその後従来型の分別器また
は冷部シス会ムにおいて凝縮しそして約１００°Ｆの生
成分解ガスはプロセスガス圧縮機に送られる。

このように反応器流出物はライン１８によって好ましく
は冷却床１９に入りそこで床内の熱除去コイル（示して
いない）による間接熱交換によって急速に冷却される、
そしてこの冷却床で高圧の水蒸気を造り出す。残りの面
伴固体は分離手段好ましくはサイクロン２０．２０′内
で分離される。流出はその後生成物回収セクションに入
る前に、１基から３基またはそれ以上のＴＬＥに、今の
場合はＴＬＥ２１とＴＬＥ２２に流入する。

流動床システムは、冷却流体を生成物流れがら切り離し
ておくことによって下流の分離を単純化し、そして例え
ばサイクロンを経由して、さらに固体の分離（同伴固体
）を可能にする。

２重のｔ字型分離器を具えた反応器の輪郭は３重図と３
ｂ図から明らかである。１体型の反応器／分離器は長穴
の形をした耐火物内張り装置であってガス／固体の接触
と分離が可能である。３ｂ図を見れば明らかなように反
応器人口３０は一方の端から炭化水素供給物を導入する
ための矩形断面の単一の長穴であって反応器の巾と同じ
大きさである；固体と供給ガスはその縦方向に流れる。

接触口３１は微粒子の固体を好ましくは重力によって、
固体をガス中に散布するようにして反応器に供給するの
に用いられる。反応器を希望の方向に置くことができる
、例′えば反応器は固体とガスを通すための殆んど水平
の通路３２を具えている。通路３２の中の分離器３３は
例えばガスを除去するための枝管３４の付いたＴ字、お
よび固体を除去するために垂直下方に付いた枝管３５の
あるＴ字、で形成される。

明らかなように、枝管３４は枝管３５の上流にある。

間接冷却システムの代わりに直接冷却流体をガス出口ラ
イン３４に注入してもよい。

反応器／分離器の適切な寸法は長さＬ−４〜７ｆｔ。

Ｉｌｌ　ｖ＝１〜２０、好ましくは３〜ｌｏＩ’ｔ、そ
して高さ１１−３から２４インチ例えばｌ／２ｆｔ、で
ある。

運転時、ガスと粒子は反応器の縦方向に通る；これらは
反応器の通路３２に入り、順次２つのＴ字の中に入る。

生成ガスは最初のＴ字の枝管３４内に流出する一方、粒
子は殆んど真直ぐ前方に動き続ける。粒子は反応器壁３
６に直接衝突する、または、定常状態においては、第２
のＴ字内の堆積した粒子の層に到達して止まり、落下し
てこのチーの枝管３５の中に入り再循還される。ガスは
枝管３４に入るために約９０″方向を換えるだけでよい
ということは注目されてよい。これと対照的に、公知の
ＴＲＣプロセスでは、アメリカ特許４，３１８．８００
により明らかなように、ガスは１８ｏ＠だけ方向を変え
ねばならない。１８０＠まわるために流れが反転される
、そしてガスははるかに遅く動き、反応条件において余
分の滞留時間を使うことになる。さらに、このような旋
回を行なうためにガスは固体の面に交差して流れる、そ
のため固体が再び同伴され易くなり分離効率が低下する
。

３０図は別の形式の反応器／分離器を示す。３０図は垂
直に置かれた反応器／分離器であってセラミック物質で
造るのに適しており、環状の反応区域を具えて、いる。

円、筒形の容器０形、の囲い　１００に°は開口部１０
２がありその中に固体供給管１０４が挿入される。入口
１０６は炭化水素供給物を導入するために容器の上方の
部分に設けられる。囲い１００は心合わせされた２つの
別の部分がら造られている、すなわち上部壁部分１１０
およびトーラス　１２４によって持送りされ、支持され
た下部壁部分１２６で構成されている反応区域を構成す
る環状部１０８は円筒形の容器の壁の部分１１０と、上
部の板１１４と下端片１１１３によって固体とガスを閉
め切った内部円筒１１２のような内部の密閉表面とによ
って形成される。内部円筒１１２は何段もの取り付は部
品（示していない）によって壁の部分１１０に取り付け
られ、固体とガスが環状部を流れ得るようにする。分離
器として、連続した円型の通路すなわち２つの壁部分間
の隙間１２８が環状の反応区域１０８の軸に対して約９
０＠で、かつ反応区域に連通して、生成ガスの流出を可
能にしており、かつ複数の出口すなわちトーラス１２４
の１２２．１２２′　と連通ずる。代案として、囲いを
１体物構造として生成ガス用の開口部をトーラスの出口
と心の合、った状態に付けることができる。反応区域の
下方に円形の板または棚１１８のような部材を取り付け
て固体粒子を衝突させる。円筒形の容器１００の底部に
ある開口部１２０より固体を取り出すことができる。

運転時に、炭化水素供給物と固体粒子はともに環状の反
応区域１０ｇを通って下方に流れ反応する。

分離は次のように行なわれる。生成ガスは約９０″旋回
して通路１２８から流出しそれがら出口１２２．１２２
′を通る、そして一方位子は殆んど真直ぐに前方に動き
続ける。粒子は直接棚１１８に衝突する、または定常状
態においては堆積した粒子に当って止まり、容器の底部
の方に落下して開口部１２０がら流出して再循還される
。生成ガスは冷却システムに送られる。

本発明を次の例により説明する。微粒子固体の出口速度
は１表の実験番号７４−■−２について計算されたもの
であるがガス出口速度より十分に低いことが明らかにな
った。

パイロット装置の説明と実験 生成物収率と時間一温度の相関関係を特定の原料供給物
に対して求めるために固体／炭化水素反応を行なわせる
目的でパイロット装置を作った。

装置の運転は、０６３フインチＩＤＸ　１８インチ長さ
の反応管に流入する合成ガスと固体混合物を用いて、予
熱された炭化水素供給物と水蒸気稀釈剤を高温の固体粒
子とＹ−ピース接手で接触させることで構成される。炭
化水素の供給速度と稀釈剤の速度を変えることによって
希望の滞留時間と炭化水素の分圧が得られる。接触区域
における予熱された供給物または供給物／水蒸気混合物
温度は十分に低く保ち固体との接触以前に分解が起こら
ないようにする、すなわち、０３″″の転化は約５ｖｔ
％未満である。接触区域においては予熱炭化水素供給物
は蒸気または蒸気−液体混合物の何れでもよい。

反応管の出口で分解ガスと固体の混合物は、反応を停止
させるために水蒸気で冷却される、すなわち混合物の温
度を５００℃以下にする。試料収集装置にはガス分圧を
下げる流体（ｓｌｌｐｓｔｒｅＢ）が送り込まれ、ここ
で０５　の物質は凝縮し、Ｃ４−のガス流れは試料ボン
ベに集められる。Ｃ４−成分はガスクロマトグラフ分析
により求められ、Ｃ５成分は水素釣合法と微量物質釣合
法を組み合わせて計算される。

接触区域において固体の流れ速度と温度を変化させるこ
とによって望ましい反応の厳正さが達成できた。固体粒
子は、輸送配管中に取り付けられた制限オリフィスを介
した圧力損失を制御することによって、加熱された流動
床から輸送配管を通って接触区域に一様に定量供給され
た。

供給物特性 起源　　　　　　　　接触式改質　　　真空ｐｓ　　　
　　　　常圧ＰＳ供給物　　　　　（バイブスチル）　
　（バイブスチル）側流　　　　　　缶残 ＩＢＰ　’Ｃ８１１３７７− ＦＢＰ　’Ｃ＋８２　　　　　　５６４　　　　　　　
−ＭＡＢＰ　　’Ｃ （平均沸点の平均値）　１２７　　　　　　５０Ｂ　　
　　　　　　−分子ｆｆｉ　　　　　　　　１１Ｇ　　
　　　　　　５５０　　　　　　　　１０００水素含有
率　ｖｔ％　　１４　　　　　　　１２　　　　　　　
　１１硫黄　Ｖｐｐｍ　　　　　　２４Ｇ　　　　　　
　＋１．ＴＯＯ−密度　ｇ／ｃｃ　＠８０°Ｆ　　　Ｏ
，７４ｇ　　　　　　０．９２３　　　　　　０．８８
１固体の粒子大きさと種類＝２５０μ（６０メツシユ）
、アルミナ１表 ＋１ＶＧＯ供給 運転条件のまとめ 高水蒸気稀釈（重量比０．３３／ＩＣ）エチレン収率　
ｗｔ％　　　２２．７　　　２４．０　　　２３．８　
　　２２．９メタン収率　ｖｔ％　　　　７．７　　　
８．２　　　８．４　　　８．６供給物流ｆｆｉ　　ｌ
ｂ／ｈｒ　　　　３．３５　　　３．３５　　　３．３
５　　　３．３５水蒸気流ｍ　　ｌｂ／ｈｒ　　　　１
．０　　　１．０　　　１．０　　　１．０水蒸気ハＩ
ｃ　　　　　　　　０．３　　　０．３　　　０．３　
　　０．３固体流ｆｆ１ｌｂ／ｈｒ　　　　　７８　　
　　９７　　　　１０５　　　１２Ｇ固体／ＩＩＣ２３
，３２９，０３１４３７，６流動床温度　’Ｃ１１Ｂ５
　　　１１７７　　　１１８１１　　　１１６４固体入
ロ温度　’Ｃｌ００４　　　１０４５　　　１０２６　
　　１０４３反応器壁温度分布： 供給物子熱温度　’Ｃ４４９５４７４４１４４２反応器
入口圧力器入Ｐａｇ　　　Ｏ，５２：０　　　１．０　
　　２．０反応型出口圧力　ＫＰａｇ　　　Ｏ，００，
２０，０Ｇ、０反応器　θ （滞留時間）　ｍ５ｅｃ　　　　　２５　　　　２４　
　　　２３　　　　２３１１ＣＰＰ−人口　ＰＳＩａ （炭化水素分圧＞　　　　　１．１　　　１．１　　　
１．１　　　１．１１１ｃＰＰ−出口　ＰＳｌａ　　　
　　７．７　　　７．９　　　’７．９　　　１１．０
速度　ｒｔ／ｓｅｃ　： ガス入口　　　　　　２ｇ、４　　　３２．１１　　　
２９．０　　　２８．８ガス出口　　　　　　８７．４
　　　９０．！ｌ　　　　９４．１　　　９８．０固体
入口　　　　　　　　　　　＜５　　　　　　　　ｃ５
　　　　　　　　＜５　　　　　　　　＜５実験番号　
　　　　　　　Ｌｏｌｌ−４−５７４−３−５１０８−
３−３１０８−２−２重復試料　　　　　　　　　　　
　　　　　　　Ｌｏｌｌ−３−４１表（続き） ＨＶＧＯｆ共給 運転条件のまとめ 高水蒸気稀釈（重量比０．３Ｓ／ＨＣ）エチレン収率　
ｖｔ％　　　２４．２　　　２４．８メタン収率　ｖｔ
％　　　　９．８　　　１０．６供給物流ｆｆｉ　　ｌ
ｂ／ｂｒ　　　　３．３５　　　３．３５水蒸気流ｍ　
　ｌｂ／ｈｒ　　　　１．０　　　１．０水蒸気ハＩＣ
Ｏ，３０，３ 固体流ｍ　　Ｉｂ／ｈｒ　　　　　１４４　　　１２５
固体／ＩＩｃ　　　　　　　　　４３．０　　　３７．
３流動床温度　’Ｃ１１８９１２０４ 固体入口温度　’Ｃ１０５５１０６Ｂ 反応器壁温度分布： 供給物子熱温度″　’０　　　４４９　　　５３０反応
器入０圧力　ＫＰａｇ　　　４．０　　　５．０反応型
出口圧力　ＫＰａｇ　　　Ｏ，００，５反応器　θ （滞留時間）　ｍ５ｅｃ　　　　　２２　　　　２１１
１ＣＩ’Ｐ−人口　ＰＳＩａ （炭化水素分圧）１．１　　　１．Ｉ ＨＣＰＰ−出口　ＰＳＩａ　　　　　８．２　　　　Ｌ
４速度　ｆｔ／ｓｅｅ　： ガス人口　　　　　　２ｇ、３　　　３１．５ガス出口
　　　　　　１０３．５　　１０２．４固体人口　　　
　　　り５＜５ 固体出口　　　　　　　　　　　４８ 実験番号　　　　　　　　１０８−１−１　７４−１−
２２表 ＨＶＧＯ供給 運転条件のまとめ 低水蒸気稀釈（重量比０．ＩＳ／ＩＩｃ）エチレン収率
　ｖｔ％　　　２０．２　　　２１．０　　　２３．８
　　　２４．６メタン収率　ｖｔ駕　　　　６．４　　
　７．０　　　９．０　　　９．６供給物流量　１ｂ／
ｈｒ　　　　６．０　　　　Ｂ、０　　　６．０　　　
６．０水蒸気流量　１ｂ／ｈｒ　　　　Ｏ，８０，６０
，６０，８水蒸気／ＨＣＯ，１０，Ｌ　　　　Ｏ，１０
，１固体流量１ｂ／ｈｒ　　　　　１２４　　　９５　
　　　１２５　　　１５０固体ハＩＣ２０，７１５，１
＋　　　　２０．８　　　２５．０流動床温度　’Ｃ１
１９３１１７７１２０４１２０４固体入口温度　”Ｃ１
０２９１０２１１１０７１１０ｇＢ反応器璧温度分布： 供給物子熱温度　’Ｃ５４５５４３５３９５Ｇ＋１反応
器人口圧力　ＫＰａｇ　　　５．０　　　３．０　　　
　Ｂ、０　　　９．０反応型出口圧力　ＫＰａｇ　　　
Ｏ，００，００，５０，５反応器　θ （滞留時間）　５ｓｅｃ　　　　　２５　　　　２５　
　　　２２　　　　２２１１ｃＰＰ−人口　ＰＳｌａ （炭化水素分圧）　　　　　２．５　　　２．５　　　
２．６　　　２．６１１ＣＰＰ−出口　ＰＳｌａ　　　
　　ＩＧ、５　　　１０．８　　　１１．０　　　１１
．１速度　ｆｔ／ｓｅｅ　： ガス入口　　　　　　２５．２　　　２５．７　　　２
４．１１　　　２３．２ガス出口　　　　　　１０１．
０　　９９．７　　　１１９．３　　１２７．２固体人
口　　　　　　（５＜５　　　　　＜５　　　　　＜５
実験番号　　　　　　　　８２−２−４　　８２−３−
５　　８２−２−２　　８２−１−１ｆｆｌ複試料 ３表 ＋１ＶＧＯ供給 運転条件のまとめ 非常に低い水蒸気稀釈（０，０２５Ｓ／Ｈｅ）エチレン
収率　Ｖｔ％　　　２２．２　　　２３．２　　　２２
．５メタン収率　ｖｔ％　　　　９．４　　　９．６　
　　１０．０供給物流ｆｌ　　ｌｂ／ｈｒ　　　　８．
０　　　８．０　　　６．０水蒸気流ｆｆｉ　　ｌｂ／
ｈｒ　　　　Ｏ，１５０，１５０，１５水蒸気／ＩＣＯ
，０２５０，０２５０，０２５固体流ｆｆ１ｌｂ／ｈｒ
　　　　　１００　　　１２５　　　１２１固体ハＩＣ
ＩＩｉ、７　　　２０．１１　　　２０．２流動床温度
　’Ｃ１１８６１１９９１１１１８固体入口温度　’Ｃ
１０６４ＬＯＧＳ　　　　１０４４反応器壁温度分布： 反応器入口圧力　ＫＰａｇ　　　３．０　　　３．０　
　　５．０反応蒸出口圧力　ＫＰａｇ　　　１．０　　
　０．０　　　１．０反応器　θ （滞留時間）　ｍ５ｅｃ　　　　　２９　　　　２９　
　　　２８１１ＣＰＰ−人口　ＰＳＩａ （炭化水素分圧）　　　　　４．０　　　４．０　　　
４．ＩＨＣＰＰ−出口　ＰＳＩａ　　　　　１２．５　
　　１２．４　　　１２．６速度　ｈ／ｓｅＣ： ガス入口　　　　　　１５．９　　　１Ｂ、０　　　１
５．５ガス出口　　　　　　１０６．５　　１０Ｂ、２
　　１１５．０固体入口　　　　　　（５＜５　　　　
　（５実験番号　　　　　　　　９１１−３−３　　９
０−１−１　　９８−２−２重複試料　　　　　　　　
９９−３−４４表 ＋１ＶＧＯＩＲ給 運転条件のまとめ 低固体温度／高固体流量試験 低水蒸気！＃ｉ択（０，１！Ｉｆ／ＩＩＣ）５表 残渣供給（常圧、　ｐｓ缶残） 運転条件のまとめ 高水蒸気稀釈（０，３９／ＩＩＣ） 反応器へ蒸気供給物射出 エチレン収率　ｖ（％　　　１４．２　　　１７．２　
　　２［１，９２１，２メタン収率　ｖｔ％　　　　　
５．１５　　　５．９９　　　７．９４　　　９．１１
５供給物流ｆｆｉ　　Ｉｂ／ｈｒ　　　　５．０　　　
５．０　　　５．０　　　５．０固体入口温度　’Ｃ１
１１４９６４１０４７１０８０反応器壁温度分布： 供給物予熱温度　”０　　　５４５　　　５３３　　　
５１Ｂ　　　　５４６反応反応器入口圧力Ｐａｇ　　　
２６．０　　　２２．０　　　２９．０　　　２７．０
反応蒸出口圧力　ＫＰａｇ　　　１．０　　　２．０　
　　０．０　　　１．０反応器　θ （滞留時間）　ｍ５ｅｃ　　　　　２８　　　　２４　
　　　２１　　　　１９）ＩＣＰＰ−人口　ＰＳｌａ （炭化水素分圧）　　　　　０，８　　　０．＋１　　
　０．９　　　０．９１１ｃＰＰ−出口　ＰＳＩａ　　
　　　７．１　　　７．８　　　８．０　　　　ｇ、８
速度　ｒｔ／ｓｅｃ　： ガス入口　　　　　　３２．７　　　３０．＋１　　　
２＄、５　　　２８．５ガス出口　　　　　　＋１１．
５　　　１００．４　　１２０．０　　１４３．３固体
入口　　　　　　＜５　　　　　＜５　　　　　＜５　
　　　　＜５ｍｕ％ｍ＋ａａｎｅ１６６１６ＩＩ／１１
１１１＋＋ｈ＋＋６表 残渣供給（常圧、ＰＳ缶残） 運転条件のまとめ 高水蒸気稀釈（０，３３／ＩＩＣ） 反応器へ液体供給物射出 エチレン収率　ｖｔ％　　　１４．２　　　１５．８　
　　１６．４メタン収率　ｖ１％　　　　４．８　　　
４．８　　　５．１共給物流ｆｆｌ　　ｌｂ／ｈｒ　　
　　５．０　　　５．０　　　５．０水蒸気流Ｑ　　ｌ
ｂ／ｈｒ　　　　１．５　　　１．５　　　１．５水蒸
気ハＩＣＯ，３０Ｊ　　　　Ｏ，３固体流ｍ　　Ｉｂ／
ｈｒ　　　　　１１０　　　　１２５　　　１３５固体
ハＩＣ１８，０２５，０２７，０ 流動床温度　”Ｃ１１１２１１９３１１９５固体人口温
度　”Ｃｌ０１４　　　１０４８　　　１０６１反応器
壁温度分布： 供給物予熱温度　’Ｃ３７０３７５３７５反応反応器入
口圧力Ｐａｇ　　　１５．０　　　２０．０　　　２０
．０反応蒸出口圧力　ＫＰａｇ　　　Ｏ，５１，０１，
０反応器　θ （滞留時間）　ｍ５ｅｃ　　　　　２２　　　　２２　
　　　２２ＨＣＰＰ−人口　ＰＳＩａ （炭化水素分圧）　　　　　０．＋１　　　０．８　　
　０．８１１ＣＰＰ−出口　ＰＳＩａ　　　　　７．０
　　　７．２　　　７．３速度　ｆｔ／ｓｅｅ　： ガス入口　　　　　　４３．２　　　３９，６　　　３
９．９ガス出口　　　　　　９９．７　　　１０７．４
　　１０９．９固体人口　　　　　　＜５　　　　　＜
５　　　　　＜５実験番号　　　　　　　　１２０−１
−１　１３２−１−２　１３２−１−１７表 ナフサ供給 運転条件のまとめ 低水蒸気稀釈（０，Ｉ　Ｓ／ＩＩｃ） 供給物子熱温度　’０　　　６２１　　　８２７　　　
６２１　　　１ｆｔ（ｉ反応器入口圧力　ＫＰａｇ　　
　ＩＧ、０　　　　？、０　　　１ｇ、０　　　１ｇ、
０反応写出口圧力　ＫＰａｇ　　　１．０　　　２．０
　　　０．０　　　　Ｇ、０反応器　θ （滞留時間）　＊ｓｅｃ　　　　　１０　　　　１０　
　　　９　　　　９１１ｃＰＰ−人口　ＰＳＩａ （炭化水素分圧）　　　　　３．５　　　３．４　　　
３．７　　　３．７１１ＣＰＰ−出口　ＰＳＩａ　　　
　　Ｂ、９　　　７．０　　　７．２　　　７．６速度
　ｒｔ／ｓｅｅ： ガス入口　　　　　　１１９．７　　１２３．９　　１
１１．７　　１１１．２ガス出口　　　　　　１５１．
９　　１５１．２　　１８２．１１　　２０１．５固体
入口　　　　　　　　　　　＜５　　　　　　　　＜５
　　　　　　　　＜５　　　　　　　　＜５実験番号　
　　　　　　　４ｇ−２１−４４１１−２−３４８−１
−５４１１−１−２７表（続き） ナフサ供給 運転条件のまとめ 低水蒸気稀釈（０，Ｉ　Ｓ／ＨＣ） エチレン収率　νｔ％　　　　２９．７　　　３０．４
　　　３２４メタン収率　ｖｔ％　　　　１０．８１１
．４　　　１４Ｊ供給物流ｍ　　Ｉｂ／ｈｒ　　　　１
０．０　　　１０．０　　　５．６４水蒸気流ｆｆｉ　
　Ｉｂ／ｈｒ　　　　１．０　　　１．０　　　０．７
５水蒸気ハＩＣ０，１０，１０，１３３ 固体流ｆｆｉ　　Ｉｂ／ｈｒ　　　　　２５０　　　２
５０　　　１８５固体／ＩＩｃ　　　　　　　　　２５
．０　　　２５．０　　　３２．＋１流動床温度　’Ｃ
１１９８１１９８１０００固体入口温度　’ＣＮ／Ａ　
　　　Ｎ／Ａ　　　　Ｎ／＾反応器壁温度分布： 供給物子熱温度　’ＣＢ１１　　　６２９　　　６ｇ９
反応器入ロ圧力　ＫＰａｇ　　　１７．０　　　１９．
０　　　１Ｇ、０反応写出口圧力　ＫＰａｇ　　　３．
０　　　３．０　　　２．０反応器　θ （滞留時間）　ｍ５ｅｃ　　　　　１３　　　　１３　
　　　　ｌＴ１１ｃＰＰ−人口　ＰＳＩａ （炭化水素分圧）　　　　　ＬＯＢ、６　　　８．５１
１ｃＰＰ−出口　ＰＳＩａ　　　　　１１．９　　　１
１．９　　　１１．１速度　ｆｔ／ｓｅｃ： ガス入口　　　　　　８３．３　　　　［ｉ５．０　　
　５１．６ガス出口　　　　　　ｔｓｓ、ｓ　　　１６
１．０　　１２０．５ｒｌｊＪ（本人口（５（５＜５ １２０℃低いと推定した。

８表 ナフサ供給 運転条件のまとめ 高水蒸気稀釈（０，３５Ｓ／ＩＩＣ） エチレン収率　１／Ｌ％　　　２９，８　　　３１．５
　　　３１．９　　　２ｇ、９　　　２９．４メタン収
率　ｗｔ％　　　　ＩＱ、１　　　１０．９　　　　＋
１．１　　　９．７　　　１０．０供給物流ｆｆ１ｌｂ
／ｈｒ　　　　ＬＯ６，０８，０４，７５４，７５水蒸
気流１ｉｔｌｂ／ｈｒ　　　　２．ｌ　　　　２．２　
　　２．２　　　１．７５　　　１．７５水蒸気ハＩＣ
ＧＪ４５　　０４６７　　０゜３８７　　０．３６７　
　０Ｊ６７固体流ｆｉｔ　　ｌｂ／ｈｒ、　　　　　１
５０　　　１５０　　　１５０　　　１２０　　　１２
０固体／ＩＩＣ２５，０２５，０２５，０２５，３２５
，３流動床温度　’ＣＩ２０４　　　１１９９　　　１
１９８　　　１１９３　　　１１９３固体人口温度　’
ＣＮ／Ａ　　　　Ｎ／Ａ　　　　Ｎ／Ａ　　　　Ｎ／Ａ
　　　　Ｎ／Ａ（１）反応器壁温度分布： 供給物子熱温度　℃　　・６４７　　　８７５　　　６
９４　　　７０２　　　７０６反応器入０圧力　にＰａ
ｇ　　　９．６　　　１１．０　　　１１．０　　　５
．０　　　４．Ｑ反応器出口圧力　にＰａｇ　　　１．
０　　　１．０　　　１．０　　　１．０　　　１．０
反応器　θ （滞留時間）　１ｓｅｃ　　　　　１３　　　　１２　
　　　１２　　　　１５　　　　１５！１ｃＰＰ−人口
　ＰＳＩａ （炭化水素分圧）４．２　　　４．１　　　４．１　　
　　Ｂ、８　　　３．７ＨＣＰＰ−出口、ＰＳｌａ　　
　　　１１．４６　　　８．３　　　８．４　　　　ｇ
、０　　　８．０速度　０／ｓａｃ： ガス入口　　　　　　８１．１　　　８７．２　　　８
Ｌ４　　　７０．２　　　７７．２、　　　ガス出口　
　　　　　１２５．１　　１４９．１　　１５１．０　
　１０９．７　　１１１．７固ｆ本人口　　　　　　　
　　　　＜５　　　　　　　　ｃ５　　　　　　　　＜
５　　　　　　　　＜５　　　　　　　　ｃ５５実験号
　　　　　　　　５Ｂ−１−５５２−１−１５２−１−
２５２−２−４５２−２−３重複試料　　　　　　　　
５６−１−１（１）固体入口温度は、流動床温度より１
２０℃低いと推定した。

１表の実験番号７４−１−２に対する粒子出口速度の計
算 反応器出口条件 ガス速度　　　１０２．４ｆｔ／ｓｅｅガス粘度　　　
０．０３センチボイス ガス分子量　　２８．１ 圧　　力　　　　　　　１．００５ＫＰａ温　　度　　
　　　　９４４　℃ 粒子の直径　　０．０２５　ｃｍ 粒子の密度　　２．５ｇ／ｍ カスノ密Ｒ３，０９ｘｌＯ−’ｇ／ｍ 計算上の仮定条件 １、ガスは反応器全体を通じて、速度、密度、および粘
度に関し出口条件にて流れる。この仮定は実際の結果よ
り高い粒子出口速度をもたらす。

２、粒子とガスの反応管壁における摩擦作用は無視小で
ある。これは実際より高い出口速度の計算値をもたらす
。

３、ガスの粒子に対する抵抗係数は単一の単離された粒
子に対するものとし、粒子の密集にょる抵抗の減少に対
して補正しない。これは粒子出口速度の高い計算値をも
たらす。

インダストリアル　アンド　エンジニアリングケ　　ミ
　　ス　　ト　　リ　　−　、　　　（Ｉｎｄｕｓｔｒ
ｉａｌ　　　ａｎｄ　　　ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＣｈ
ｅｍｉｓｔｒｙ）　３２巻、６０５−６１７頁１９４０
年５月のＣ，Ｅ。

ラップル（Ｌａｐｐｌｅ）とＣ，Ｂ、シエハード（５ｈ
ｅｐｈｅｒｄ）の方法を用いる。

粒子が加速される前の、粒子が吹き込まれる点における
粒子のレイノルズ数Ｒｅ　　を計算する。

ここでｄ−粒子の直径 ■−ガスと粒子間のすべり、速度 ρ−ガス密度 μｍガス粘度 Ｖｏ−初期すべり速度である。

ラップル（Ｌａｐｐｌｅ）とシェフアート（５ｈｅｐｈ
ｅｒｄ）の７表によると、粒子の滞留時間とレイノルズ
数の関係は であって ここでｔ＝粒子がＲｅに達するに要する粒子の滞留時間 ρ　−粒子の密度 Ｃ−抵抗係数 Ｒｅ　ｂ−任意の基準レイノルズ数である。

■表は各種のＲｅの値に対する Ｒｃｂ会−の離散値を与える。例えばＲｅ−Ｒｅ−Ｒｅ
　　ＣＲｅ２０ ８０．３６において上述の積分の値は０．０１［１５４
であり、Ｒｅ−５０に対し精分値は０．０２２１４であ
る。このようにＲｅ　　で出発した粒子がＲｅに達する
ための滞留時間は 同じ計算を他のレイノルズ数に対して行なう。レイノル
ズ数はすべり速度、すなわちＶ−■ガスー■粒子で定ま
ることを想起すると、粒子速度は各粒子滞留時間に対し
て計算できる。時間を内の粒子移動距離はｆＬ　Ｖ粒子
ｄｔで与えられる。そしてこの値はグラフによって、ま
たは数値的手法によって求められる。個々の数値を以下
に表示する。

９表 Ｒｅ　　　すベリ　粒子速度　粒子滞留　移動距離速度
　　　　　　　　時間 ｆ’１．／ｓｅｅ、　　ｆｔ、／ｓｅｅ、　　　ｓｅｅ
、　　　　ｆ’ｔ。

８０．３Ｂ　　　１０２．４　　０　　　０　　　　　
０７０　　　　８９．６　　１２．８　　０．０１０７
Ｂ　　　０．０７５０　　　　８４　　　　Ｈ，４０，
０３８Ｂ８　　０．８３３０　　　　３８．４　　６４
　　　０．０９２０　　３．６Ｇこれらの値からの内押
によってパイロットプラント実験の長さ１．５フイート
の反応器の場合４ｓｆｔ、／ｓｅ仁の粒子出口速度が得
られる。

ガルフ（Ｇｕｌｆ’）のアメリカ特許４，０９７，３６
３に対する本発明の比較を次に示す。

１０′表 同じメタン生成率における２つの類似供給物に対する１
０．１　　１０．１　　　メタン１０．６　　　１０．
８１．２　０．５　　水素　　１．４　　０．５２．１
　　　　３．７　　　　エタン　　　　　　０．９　　
　　　２，８１３．８　　　１５．０　　　　プロピレ
ン／　　　５．４　　　　１０．０プロパジエン ５．４　　　　３．５　　　　ブタジェン　　　　２．
９　　　　　２．０５．０　　　６．５　　　　他のＣ
４−２，４３，５１００１００合計　　１００　　１０
０５１１−１−１　　　　・・・　　　　実験番号　　
　７４−１−２　　　　　・・・１、アセチレンは述べ
られている０、８の転化率に基づき究掻対実際のエチレ
ン／エタン収率に関するＩＡ図１からの差により計算し
た。

１１表 運転条件： 供給油 運転条件 供給物子熱温度　’Ｆ　Ｃ”Ｃ）　　　　　８８９（３
ｆ１５）　　　３１０（１５４）　　　　（６４７℃＞
　　　　（５３０℃）固体予熱温度　　下（”Ｃ）　　
　　　１ｌｌｌ［１（９８５）　　１７５６（９５７）
　　　（１０８０℃＞　　（１０８６℃）輸送ライン平
均温度　’Ｆ（’Ｃ）　　　　１５３７（８３Ｇ）　　
１６０７（１１７４）下部ライザー人口ｊ！ｉＪｌ　　
下（’Ｃ）　　１５５９（８４ｇ）　　１６７５（９１
３）上部ライザー出口温度　下（’Ｃ）　　１５２９（
＋１３２）　　１５１１１（８１ｉ６）１次冷却７Ｊ友
　　　　　下（’Ｃ）　　１１１４（６０１）　　１１
９２（６４４）供給物に対する水蒸気重量比　　　　０
．４９６　　　０．４９５　　　　０．３５　　　　０
．３供給物に対するアルゴン稀釈重量比　０．０９０　
　　０．０８６　　　　０．０５Ｂ　　　　０．０９０
供給物に対する冷却水１！［量比　　　　０．２２２　
　　０．３７５　　　　　・・・　　　　　・・・供給
物に対する固体重量比　　　　　１０．０　　　　１０
．６　　　　　２５　　　　　３７．３反応器圧力ＰＳ
Ｉａ　（ｋｇ／ｃ＋ｉ）　　　　　　２４．３２（１，
７）　　２４．１７（１，８９＞反応器速度　ｆｔ／ｓ
ｅｃ　（ｋｍ／ｈｒ）　　　　２６．８０（２９，５）
　２０．４８（２９，１３）　　　　　　　　３１−１
０２反応器滞留時間Ｓ起　　　　　　　　０．１９７　
　　０．３８５　　　　　０．０１Ｂ　　　０．０２１
実験番号　　　　５ｆｌ−１−１７４−１−２供給物の
特性 １２表 ナフサ供給 ナフサ ナフサ（接触式　　［クラエートフルレンジ改質供給物
）　　　　　　　　　（Ｆｕｌｌ　Ｒａｎｇｅ）　］本
　発　明　　　　ガルフＵ、Ｓ、４．０９７，３［１３
１［ＩＰ　　（’Ｆ）　　　　　１９０　　　　　　　
　１２２ＭＡＢＰ　　　　　　　　２８１　　　　　　
　　２４２．８ＦＢＰ　　　　　　　　３８０　　　　
　　　　３５９．８Ｍ１ｌ　　　　　　　　　１ｌｆｔ
　　　　　　　　　−Ｈ２１／Ｌ％　　　　　１４　　
　　　　　　　１４．１１９硫黄、ｖｐｐｍ　　　　　
２４０　　　　　　　　　１００比重　　　　　　　０
．７４８　　　　　　　０．７２１（６０’Ｆ） １３表 重質経通供給 ガルフυ、Ｓ。

本発明　　　　４，０９７．３Ｇ３ １１１１Ｐ　　（’Ｆ）　　　　　７１１　　　　　　
６Ｇ９．２ＭＡＢＰ　　　　　　　９４３　　　　　　
８２０．４ＦＢＰ　　　　　　　　１０４７　　　　　
１００５．８ＭＷ　　’　　　　　　　５５０ Ｈ２νｔ％　　　　１２　　　　　　１２．８９比重　
　　　　　０．９２３　　　　０．８８７（６０下） 供給物のナフサおよび重質軽油はそれぞれ物理的性質は
似ているが本書にて用いられている供給物の例は両方と
も当該特許の供給物よりいくらか重質である。この事実
とここで用いている水蒸気稀釈が少ないということから
、これらの供給物のエチレンおよび他の不飽和物の収率
が当該特許の供給物の時より相当に低いであろうと推測
させるかも分からない。１０表より明らかなように、事
実はその反対である。本発明において得られる収率は一
般にメタン製造を基準にすると当該特許の収率より秀れ
ている。メタンは１０表において処理の厳しさの目安と
して用いられている。

大きな差は前述のとおり供給物を相当短い滞留時間内で
処理できることである。本方法の滞留時間はガルフの方
法より桁違いに短かいことは注目すべきである。

本発明の方法によって多くの利点がもたらされる。最も
重要なことは粒子からガスへの熱伝達が低速の粒子と高
速のガスの間で急速に行なわれるから粒子の加速は浸食
を生ずる固体速度に達する前に停止されることである。

熱伝達を浸食の力に関して最適化できる。反応器内の滞
留時間がそれによって減少する。通路の長さが減少する
からより小型の、よりまとまりのある装置が使える。固
体の速度は独立して制御できるから短い滞留時間でより
高温が用いられる。短い滞留時間の高効率Ｔ字型分離器
が使用できる。高い熱伝達速度（温度上昇温度１０６下
／ｓｅｃ、　）と急速なガス／固体分離によって反応温
度における総括滞留時間を例えば２０−５０ｍ５に保つ
ことができる。この時間は今まで業界において開示され
たどれよりも短かい。

既述のとおり、本方法の変更を行なうことができる。例
えばより緩和された条件において選択性および／または
収率を改善するために固体の粒子に触媒を組み入れる。

このような変更は本発明の利点を損うことなく行なうこ
とができる。

既述のとおり、本発明の主な適用光は天然に産出する炭
化水素の重質留分、例えば軽油、残渣類を分解して価値
の高い生成物、特にエチレンを製造することにある。こ
の概念はまた短い滞留時間と高い温度を必要とする他の
反応にも適用できる、それは本発明は予熱された微粒子
状固体と接触している如何なる蒸気、または蒸気／液体
混合物に対してもこのような条件を得るための方法とな
るからである。

本発明の有望な１例は塩化ビニル製造用の均衡のとれた
エチレンのオキシ塩素化プロセスの１部として、ジクロ
ロエタンを塩化ビニルに熱分解することである。本発明
は、９から２０秒までの滞留時間で、４７０℃−５４０
℃および２５ａｔ色にて運転され、一般に用いられてい
る多管式炉〔例えば、Ｂ、Ｆ、グツドリッチ（Ｇｏｏｄ
ｒｌｃｈ）法〕の代替とすることができる。副生成物に
はタールおよびコークが含まれる、そしてこれは管壁に
堆積するので空気で焼却せねばならない。劃−生成物に
はまたアセチレン、ベンゼンおよび塩化メチルが含まレ
ル。

これらの劃−生成物は本発明を用いて十分に減少させる
べきである。

【図面の簡単な説明】

本発明を図面によってさらに説明するがこの図面は説明
のためであって制限するためのものではない。図面にお
いて、 １図は本発明による方法の全般設計の１具体例を示すブ
ロック流れ線図であり、 ２図は本発明の方法の１具体例の概略説明であり、 ３部図は本方法において使用できる２重丁字分離器を具
えた反応器の側面を示し、そして３部図は透視による反
応器の正面の端部を示す。 ３０図は環状配置の１体型反応器／分離器の垂直断面を
示す。 特許出願代理人

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、固体をガス中に浮遊させて運び、固体からガスに熱
   を伝達させ、そしてそのガスを分解するために固体を低
   速度または速度なしであるいは負の速度で導入して十分
   に高速度の供給ガスと接触させること、反応器を通る間
   に固体が加速されるようにすること、および固体が生成
   ガスの速度に達するよりはるか以前に反応を終了させる
   ことで構成される反応器内において、ある程度液体を含
   有する炭化水素の供給ガスを高温の微粒子状固体と接触
   させることを特徴とする炭化水素の熱分解方法。 ２、固体がそれが接触しているガスの速度の８０％以下
   まで加速されることを特徴とする特許請求の範囲第１項
   に基づく方法。 ３、高温の微粒子状固体が重力により反応器内に落下す
   ることを特徴とする特許請求の範囲第１項に基づく方法
   。 ４、固体が慣性力分離器によって生成ガスから分離され
   ることを特徴とする特許請求の範囲第１項に基づく方法
   。 ５、固体が１体構造の反応器／分離器の１部を形成する
   慣性力Ｔ字型分離器内で生成ガスから分離されることを
   特徴とする特許請求の範囲第４項に基づく方法。 ６、固体と生成ガスが２つのＴ字の流路に順次入ること
   ；ガスは第１のＴ字の枝管から、方向を約９０°変換し
   、固体から離れながら流出すること；そして固体は沈積
   した固体の層に当って止まりそして第２のＴ字の枝管の
   中に落下することを特徴とする特許請求の範囲第５項に
   基づく方法。 ７、生成ガスからの固体の分離の後、そして固体を殆ん
   ど冷却せずに、生成ガスを不活性の直接冷却流体を用い
   て冷却することを特徴とする特許請求の範囲第５項に基
   づく方法。 ８、分離された生成ガスが間接に冷却されている流動床
   内で冷却されることを特徴とする特許請求の範囲第１、
   第４または第５項に基づく方法。 ９、分離され、比較的低温の固体が再加熱され、反応器
   に再循環されることを特徴とする特許請求の範囲第１項
   に基づく方法。 １０、固体をガス中に浮遊させて運び、固体からガスに
   熱を伝達させ、そしてそのガスを転化するために固体を
   低速度または速度なしで、あるいは負の速度で導入して
   十分に高速度の供給ガスと接触させること、反応器を通
   る間に固体が加速されるようにすること、および固体が
   ガスの速度に達するよりはるか以前に反応を終了させる
   ことで構成される反応器内においてある程度液体を含有
   する供給ガスを高温の微粒子状固体と接触させることを
   特徴とする秒からミリ秒程度の反応時間で有機物質を熱
   的に転化させる方法。