JPS6366289A - 炭化水素の水蒸気分解によるオレフィンおよびジオレフィンの製造方法およびそのための装置 - 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 本発明はオレフィンおよびジオレフィン、特にエチレン
の製造を目的とする水蒸気の存在における炭化水素の分
解法に関する。本発明はまだこの方法を達成する意図の
分解炉によって形成さり、る装置に関する。

発明の背景 ナフサ、軽質ガソリンおよびガス油のような５から１５
個までの炭素原子奮有する液体炭化水素、またはガス状
炭化水素を、より特別には２から４個までの炭素原子會
有するガス状アルカンヶ、多分メタンおよび／または２
から４個までの炭素原子ヲ有するアルカンと混合して、
出口温度が一般に７５０８Ｃと８８０℃の間である炉中
で水蒸気によって分解することは知られている。水蒸気
分解または熱分解として知られるこの方法において、炉
の内側にコイルの形で配置される分解管中を流れる炭化
水素と水蒸気の混合物はその輻射部分を通過させられる
が、炉の出口における混合物の圧力は一般に１２０　ｋ
Ｐａと２４３　’ｋＰａの間である。

炭化水素は従って部分的に２から６個までの炭素原子を
一般的に有するオレフィン、より特別にはエチレンに、
プロピレンおよびイソブチンに、そして多分ブタジェン
のようなジオレフィンにそして部分的にメタンおよびガ
ソリンのような望ましくない副産物に変換される。エチ
レンは少なくとも６個の炭素原子を有する高級オレフィ
ンよりも高い温度において形成されることもさらに特に
知られている。これらの高級オレフィンは高温度におい
て水素の存在における二次的水添分解および軽質炭化水
素およびガソリンの形成を促進する縮合反応全経験する
こともまた知られている。一般に、そのような水蒸気分
解法においてはオレフィンとジオレフィンの収率は生成
する２から４個１での炭素原子音イ］するオレフィンの
量と生成するブタジェンの量の間の氷量比および使用さ
れる炭化水素の量によって決定される。

先行技術の水蒸気分解方法特に液体炭化水素會使用する
方法は明らかにオレフィンとジオレフィンの最大の可能
な収量を得る目的を持って実施されるが、その他のオレ
フィンおよびジオレフィンの生産と比較してエチレンの
生産ケ促進する条件においてである。この結果を得るた
めに水蒸気分解炉は一般に強力な条件において操作−４
るように設計される。こ力らの条件は炉の輻射＋ｉＩｆ
域の内１１１１にコイルの形状で配置される分解管中金
離り、る炭化水素と水蒸気の混合物が比較的短時間に高
圧および低圧に暴露されるような条件である。

主としてエタンで構成される天然ガスのようなガス質炭
化水素の水蒸気分解用工業的装置の開発は市場において
エチレン過剰ケもたらしたことも知られている。従って
数年前にはエチレンの生産ト比べてオレフィンおよびジ
オレフィンのより高い生産を実質的に増加させる目的を
もって液体炭化水素の水蒸気分解方法を改良することが
緊急に必要になった。しかし工業用水蒸気分解装置の著
し７い規模および投資の大きな支出全顧慮すると、方法
の予想される改良は存在する水蒸気分解装置の過剰なそ
して高価な改装全多分必要とするであろう。炭化水素の
水蒸気分解方法に対しオレフィンおよびジオレフィンの
収量中に僅かであっても低下を受は入れることによって
改良することはどちらも経済的に正当とは認められない
。従って多数の研究が数年間この分野で行なわれそして
不断の研究努力が実験呈および工業化段階で実施された
。

天然ガスのようなかなり廉価なガス状炭化水素全一般に
使用する先行技術の水蒸気分解法においてＱよ、その目
的はガス状炭化水素の最大可能量全オレフィンに転化さ
せることである。その方法は従って高転化率音信る目的
で実施され、転化率は転化された炭化水素の量と使用し
た炭化水素のｌ。

の間のＮ量比によって定義される。しかし、間転化率は
一般にオレフィンに関し、さらに勃にエチレンに関する
水蒸気分館反応の選択率の犠牲において得られ、エチレ
ン選択率は生成したエチレンの量と転化されたガス状炭
化水素の搦との間の、□ｌ１１量比によって定義きれる
。

これらの方法は強力な条件において作！１１１１するよ
うに設計される水蒸気分解炉を使用して火Ｍｌｉさ？＋
。

る。しかし、そのような水蒸気分解炉を使用する方法は
分解管内側の著しいコークス化および水蒸気分解装置の
早すぎる老化のような亜犬な欠点ケ有するであろう。

経済的環境に応じて、水蒸気分解法り二液化石油ガス（
ＬＰＧ　）　、またはエタン、ナフサまたはガス油のよ
うな液体炭化水素の水蒸気分解の副ｐ）、物のような比
較的高価なガス状炭化水素ヶ使うことができる。その場
合には最篩に０１能なコ―チレン選択率會有する水蒸気
分解方法、さらに特Ｖｃ一定量のエチレンに対してメタ
ンのような望’ｔ　Ｌ　＜ない副産物の最低可能量の生
成全可能にする方法金求めることが有利である。水蒸気
分解反応のエチレン選択率全実質的に高める目的？もっ
てガス状炭化水素の水蒸気分解法全改良することが数年
前にも緊急の問題になった。

水蒸気の存在において液状またはガス状炭化水素を分解
するだめの方法および炉が今日発見されたが、これは液
体炭化水素の場合はプロピレン、インブテンおよびシタ
ジエン生産ケエチレンの生産と比べて著しく実質的に高
めることを可能にするばかシでなく、またオレフィンお
よびジオレフィンの分解収量の著しい実質的増加全可能
にし、そしてガス状炭化水素の場合には、水蒸気分触反
応のエチレン選択率を著しく実質的に高め、一方間時に
生成するメタンの量を極めて容易に認めうるように減少
させそして上に述べた欠点を除去する。本発明に係わる
方法および装置はさらに現存する水蒸気分解装置に容易
に適用することができる。

発明の内容 本発明は第一に水蒸気の存在における炭化水素の分解に
よってオレフィンおよびジオレフィンを製造するための
方法に関し、その方法は炉の輻射帯域の内側に配置した
分解管中全流れる炭化水素と水蒸気の混合物を炉の出口
圧力が１２０と２４０ｋＰａの間でちゃ、混合物の分解
温度が輻射帯域人口において４００と７００°Ｃの間で
あシそしてそのような帯域の出口において７２０と８８
０℃の間であるような帯域全通過させることから成り、
そしてその方法は （ａ）　　分解管中輻射帯域の入り１］と出口の間を流
れる炭化水素と水蒸気の混合物の平均滞留時間が６００
と１８００　ミＩＪ抄の間であり、そして （ｂ）輻射帯域の入り口の方に位置する分解管の長さの
初めの半分の反応容積がそのような帯域の出口の方に位
置する長さの次の半６Ｊのものよりも１．６から４倍ま
で大きい ことを特徴とする。

炭化水素と水蒸気の混合物の分′Ｍ、幅度は炉の輻射帯
域の入り口と出口の間で分解管に沿って、即ち混合物の
流れる方向で増大する。好ましくは炭化水素と水蒸気の
混合物は炉の輻射帯域に入る前に予熱され、そのような
予熱は伺れの既知の方法によっても実施されるが、より
特別には加熱帯域中で炉の対流によって行なわれる。さ
らに、特に、液体炭化水素の場合は、炭化水素と水蒸気
の混合物の分解温度は炉の輻射帯域の入り口において４
００°Ｃと６５０°Ｃの間であり、好ましくは４６０℃
と５８０℃の間であＱ；帯域の出口においてはそれは７
２０℃と８６０°Ｃの間、好ましくは７６０℃と８１０
℃の間である。ガス状炭化水素の場合は、炭化水素と水
蒸気の混合物の分所温度は炉の輻射帯域の入り口におい
て５００℃と７００′Ｏの間であや、好ましくは５５０
°Ｃと６６０　’Ｃの間であり：帯域の出口においては
８００℃と８８０℃の間であり；帯域の出口においては
ｓｏｏ’ｃと８８０°Ｃの間であり、好ましくは８１０
００と８５０００の間である。

本発明に係わる方法は炭化水素と水蒸気の混合物が炉の
輻射帯域の入口と出口の間で分解管中を流れる平均滞留
時間によって特徴づけられる。平均滞留時間は強力な条
件における水蒸気分解炭化水素に対する方法で通常使わ
れる時間よりも比較的長いであろう。それは一般に６０
０と１８００ミリ秒の間、さらに特別には使用する炭化
水素がガス状である場合は好ましくは４００と１４００
ミリ秒の間である。使用する炭化水素が液体である場合
はそれ以上に８５０と１８００　ミＩＪ秒の間、好まし
くは８７０と１５００ミリ秒の間、そしてよυ特別には
９００と１４００ミリ秒の間である。

本発明に係わる方法は、分解管の反応答積金特徴とし、
これは輻射帯域の入り口の方に位置している管の長さの
始めの半分が、そのような帯域の出口の方に位置してい
る管の長さの次の半分よりも１．３から４倍まで大きく
、好ましくは１．５から２．５倍まで太きい。さらに特
に、分解管の長さの単位当シの反応容積は炉の輻射帯域
の入り［１から出口へと連続的にまたは断続的に減少す
る。実際上は減少は好ましくは分解管に沿って段階的に
断続的に達成される。

これらの条件において分解管の長さの単位当シの平均滞
留時間、部分的滞留時間とも称される、は炉の輻射帯域
の人口から出口まで分解管に沿って一定ではなく、それ
に反して分解管中全混合物が流れる方向に向って著しく
減少するようになることが判明した。よシ詳細に述べる
と、炉の輻射帯域の人口に向って位置している管長の始
めの半分中を流れる混合物の平均滞留時間は、そのよう
な帯域の出口に向って位置する管長の次の半分中に存在
する時間よりも２から４倍多く、好ましくは２．６から
３倍太きい。また分解管中を流れる炭化水素と水蒸気の
混合物の見掛けの表面速度は混合物が流れる方向に増加
することが観察された。

従って、輻射帯域の入口に向って位置する分解管の長さ
の始めの半分中では速度は比較的低く、例えは６０と８
０ｍ／秒の間であＱｌそして輻射帯域の出口に向って位
置する管長の次の半分中では高く、例えば９０と１５０
ｍ／秒の間である。本発明係わる方法は従って炭化水素
と水蒸気の混合物音温度が比較的低い分解管の部分全比
較的遅く通過させるが、温度が高い分Ｗ（管の部分音よ
りＦｌく通過することを可能にする。従ってそれはエチ
レンの生産と比べてゾロピレン、イソブチンおよびブタ
ジェンの生産の増加ｋｌｌ’Ｖするばかりでなく、また
さらに特に液状炭化水素金使う場合にｔ」、オレフィン
およびジオレフィンの分ＩＮ−１１Ｍ率ケ増加させる。

しかし、炉の輻射帯域の入口と出］」の間におりる炭化
水素と水蒸気の混合物の分が１温度の増加が管に沿って
適用される熱エネルギー（ｔＪ＞ｅｒｍａｌｐｏｗｅｒ
　）の不均一分布と組み合わされる場合に般艮の結果が
得られることが観察さノ１７、その分イ１ＩｔＪ、輻射
帯域の出口の方に位置する管長の次の半分に適用する熱
エネルギーがそのような帯域の入［−１の方に位置する
管長の始めの半分ＶＣ通用さすＬるものより１．５から
５倍まで多いようなものである。

炭化水素と水蒸気の混合物の分解温度は炉の輻射帯域の
入口と出口の間で管に沿って均一・に増加はしない。さ
らに詳細にｂ−えは、混合物の分解温度の増加は炉の輻
射帯域入口の方に位置する管長の始めの半分では比較的
穏かであるのに対し、混合Ｑｈの分解温度の増加は炉の
輻射帯域の出口の方に位置する管長の次の半分において
は著しい。炉の輻射入口および出口の間を流れる炭化水
素と水蒸気の混合物の分解温度は管に適用される熱エネ
ルギーの漸進的変化によって制御される。さらに判に、
炉の輻射帯域の出口の方に向って位置する管長の次の半
分に適用される熱エネルギーはそのような炉の人１コの
方に向って位置する管長の始めの半分に適用されるもの
よりも１．５から５倍まで、好ましくは２から４倍まで
大きい。ここで用いる熱エネルギー（ｔｈｅｒｍａｌ　
ｐｏｗｅｒ　）とは分解管全敗り囲む炉の単位時間およ
び単位容積につき寄与する熱吋を意味する。

これらの条件において分解管に沿って適用される熱エネ
ルギーの不均一分布と分解管の単位当りで減少する反応
容積との組合わせは炉の輻射帯域の入口に向って位置す
る分解管長の始めの半分中の混合物の半均滞留時間を著
しく増加させる結果となることが観察される。この組み
合せの効果は従って炭化水素と水蒸気の混合物が熱エネ
ルギーの適用が最低である分解管の部分？比較的遅く通
過することを可能にし、これに対して熱エネルヤーの適
用が最高である管の部分ケより１１１＜通過−すること
を可能にする。この事の結果エチレンの生産と比べてゾ
ロピレン、イソブチンおよびブタジェンの生産、および
オレフィンおよびジオレフィンの分解収率を同時に著し
く高め、より特別には工程中に液体炭化水嵩？使う場合
に高する。この組み合わせのい１一つの結果は水蒸気分
解反応のエチレン選択率音高めそして生成するメタンの
量を著しく減じ、より特別には使用する炭化水素がガス
状である場合に著しい。改良した熱輻射収率によって先
行技術と比べてより以上の結果が１１＃られるが、それ
は比較的低い平均分館温度に起因する。

本発明に係わる方法は他の利点、即ちより特別には分解
管内側に生じるコークス化の減少を与える。それはこの
方法が比較的低い半均分Ｍｌ晶度において操作するので
水蒸気分解装置の有効寿命を引き延ばすことを可能にす
る。

本発明に係わる方法における炭化水素と水蒸気の混合物
の組成は炭化水素の量と水蒸気の量の間の３３：　ｍ−
比が１と１０の間、好ましくは特にガス状炭化水素全使
用する場合は２と６の間であゃ、さらに特に液体炭化水
素を使用する場合は好ましくは６と６の間であるような
ものである。

水蒸気と混合して使われる液状炭化水素は約５から１０
個までの炭素原子を有する炭化水素で構成されるナフサ
、約５または６個の炭素原子を有する炭化水素で構成さ
れる軽質ガソリン、約８から１５個１での炭素原子を有
する炭化水素で構成されるガス油およびそれらの混合物
から選ぶことができる。それらは６から６個までの炭素
原子全治する飽和および不飽和炭化水素と混合して使う
ことができる。

水蒸気と混合して使われるガス状炭化水素は２から４個
址での炭素原子を有するアルカン、よジ特別にはエタン
、プロパンまたはブタン、またはそれらの混合物で構成
される。アルカンｔよ多分２から６個までのアルケンお
よび／またはメタンおよび／またはらから６個寸での炭
素原子ケ有するアルカンと混合して使うことができる。

さらに特に本発明の方法においては天然ガス捷たは液化
石油ガス（ＬＰＧ　）またはエタン、液体炭化水素の水
蒸気分解の副産物、例えはナフサまたはガス油會使うこ
とができる。

液体炭化水素を使う本発明に係る方法はエチレンの生産
と比べてより高級のオレフィンおよびジオレフィンの生
産、さらに特にゾロピレンおよびイソブチンのような３
または４個の炭素原子會有するオレフィンの生産および
ブタジェンのようなジオレフィンの生産を高めるために
舶に有利である。この有利性は下記の方程式に従つ−（
−力ｙｃおいて３個の炭素原子を有する生成炭化水素中
の８３選択率および他方において４個の炭素Ｉにを子ケ
有する生成炭化水素中の８４選択率葡貼、定ｊることに
よって特に理解することができる：６個の炭素原子を有
する生成炭化水素の全Ｎ量および 従って拳法は熱エネルギー全分解管に沿って均質に適用
する場合に液体炭化水素の水蒸気分解を０．７６に等し
いかまたはそれ以上の８３選択率によっておよび０．５
１に等しいかまたはそれ以上の８４選択率によって実施
することを可能にする。

本発明に従った方法によって分解管に沿って不均一に熱
エネルギーを適用する場合には選択率Ｓ３およびＳ４は
等しくなるかまたはそれぞれ０．８７および０．５７よ
りも大きくなる。

本発明は炭化水素の水蒸気分解を実施するための上に開
ボした方法を可能にする装置に関し、さらＶこ特に、水
蒸気の存在において炭化水素を分解するだめの炉によっ
て構成され、加熱手段を有する熱輻射密閉容器、水蒸気
と炭化水素の混合物が分解のためにその中全通って密閉
容器まで流れる少々くとも１つの分Ｖｆ管ヶ含む装置り
に関し、その装置は （ａｊ　　熱輻射密閉容器全通って延びる分′Ｍ管の長
さと平均内部直径の間の割合が２００と６００の間であ
り、そして （１））　　分解管の内部直径が熱輻射密閉容器人口か
ら出口まで連続的にまたは非連続的に先細りになり、そ
れによってそのような密閉容器の入口および出口におけ
る管の内部的径間の比が１．２と６の間である ことンＩ￥ｆ徴とする。

本発明に係わる水蒸気分解炉は熱輻射密閉容器會含みそ
れを通って少なくとも１つの分解管が水平または垂直コ
イルの形で配置されて帆びる。分解管は２００と６００
間、好ましくは６０〔］と５００の間の長さ／半均内部
直径比をイ・１しなけｒＬはならない。より特別には、
液体炭化水素を炉中で使う場合は、分解管の平均内部１
自径は好ましくは１００朋に等しいかまたはそれより大
きく、それによって分解管中での混合物の平均滞留時間
は相対的にかなシのものとなりそして分解管中を流れる
混合物の装入量損失を低くすることができる。

しかし、管の平均内部直径および長さは分解管がつくら
れそして処理される材料の機械的および熱的応力と子苗
しない値の範囲内に留めなくてはならない。さらに特に
、分解管の平均内部直径は約２５０ｍ５ｔ？ｒ越えては
ならない。それ以上に、炉中にガス状炭化水素を使う場
合は、分解管の平均内部直径は７０扉罵と１６０順の間
がよく、好ましくは８０と１５０朋の間である。

分解管の内部直径は捷だ炉の熱輻射密閉容器の入口から
出口まで連続的にまたは不連続的に−即ち、炭化水素と
水蒸気の混合物が流れる方向に先細りになる。さらに特
に分解管の内部直径の減少は熱輻射密閉容器の入口と出
口における管の内部治径間の比は１．２と６の間、好筐
しくに１．４と２．２の間、さらに特に１．４と２の間
となるようなものである。実際上は、炉中に液体炭化水
素が使われる場合は、熱輻射密閉容器の人口における分
解管の内部直径は好ましくは１４０と２２０關の間であ
り、そして密閉容器の出りにおいては好ましくは７０と
１２０ｍｍの間である。さらに、炉中にガス状炭化水素
が使われる場合ｅこは熱輻射密閉容器の入口における分
解管の内部山径は好ましくは１１０と１８０龍の間であ
り、そしで密閉茶器の出口においては好ましくは６０と
１００朋の間である。これらの値は目的が分解管の負荷
損失の過剰な増加、特に管の内部直径が最も小さい部分
においての増加を避けるという事実を考慮する。

内部直径は分解管の始めから連続的に先細りにすること
ができる。しかし、炉の熱輻射密閉容器の入口から出口
まで減少する内部山径會有する連続した管によって構成
される分ｗｒｖ’ｃ使用することが好ましい。

実際には分解管は曲ｐ管によつで相互に連結される直線
部分の連続によって形成されるコイルの形で配置され、
直線部分は熱輻射密閉容器の人１コから出口まで減少す
る内部山径會有する。

第１図は曲り管によって相互に連結される８つの直線の
水平部によって構成されるコイルの形で配置されてその
中ｒ分解管が通る熱輻射密閉容器１．１７２朋の内径を
有する部分２および３．１５０龍の内径ｒ有する部分４
お工び５、内径１２９龍の部分６お工び７、内径１０８
龍の部分８お工び９、表示１０お工び１１？！−それぞ
れ有する熱輻射密閉容器中の分解管の入口および出口？
含む水平式水蒸気分解炉ｒ線図で説明する。

一つの別形において炉の熱輻射密閉容器に入るとすぐ平
行する管の集団に分れる分解管？使用することができ、
それらの管の内部直径は一定であるがその数は熱密閉容
器の入口から出口へと少なくなり、そのため分解管の長
さの始めの半分に相当する管集団によって形成される反
応容積は分解管の次の半分に相当する容積より１．６か
ら４倍まで、好ましくは１．５から２．５倍まで大きい
。

本発明に係わる水蒸気分解炉は例えば格子上に数列にお
工び／または密閉容器の壁に配置したバーナーに、【つ
で形成する加熱手段？有する熱輻射密閉容器で構成する
。熱密閉容器中のバーナーの配列、制御お工び／または
寸法は熱エネルギーが管に沿って均一に分配され、そし
て炭化水素と水蒸気の混合物は管の前半において急速に
−に昇し、次いで管の後半においてより遅くなる温度に
さらされるようにする。倒れにしても、最大加熱エネル
ギーは表面（５ｋｉｎ　）温度が分解管が作られる金属
または合金と両立する限度ｒ越えない工うにしなけ詐は
ならない。

しかし、バーナーの熱エネルギーが分解管に沿って熱輻
射密閉容器の入口から出口へと増加し、そのため熱輻射
密閉容器の入口の方に位置する分解管の長さの始めの半
分に適用されるバーナーの熱エネルギーとその工うな密
閉容器の出口の方に位置する次の半分に通用されるエネ
ルギー間の比が４０／６０お工び１５／８５の間、好ま
しくは３３／６７と２０７８０の間になるバーナーによ
って構成される加熱手段？水蒸気分解炉が含む場合に最
良の結果ｒ得ることが観察されに０バーナーは熱エネル
ギーが分解管に沿って密閉容器の入０から出口へと熱密
閉容器の中で配置し、制御しおよび／または大きさｒ決
めることができる。分ｍ管に沿って適用キ詐るバーナー
の熱エネルギーのこの増加する分布はバーナーのそ詐ぞ
れに適用するガスまたは燃料ガスの流速？都合よく制御
することによって得られる。いま一つの方法は妥当な寸
法のバーナーおよび熱密閉容器中の熱エネルギーの配置
である。いずれにしても最大加熱エネルギーは表面温度
が分解管が作られる金属または合金と両立する限度ヶ越
えないようにしなければならない。

下記の非限定的実施例で本発明？説明する。

実施例１ 第１図中に線図で示されるような水蒸気分解炉はその内
部寸法が長さ：　９．７５　ｍ　；幅：１．７ｒＩＬお
よび高さ：　４．８５　ｍであった長方形六面体によっ
て構成されるれんが積与熱輻射密閉容器？含む。

密閉容器１中に配置されるのはニッケルおよびクロムベ
ースの耐熱性鋼製分解管であって１４０ｍの平均内部直
径、８ＩＩｒｌの厚さ？有し、そして密閉容器の容量？
考慮して、入口１０と出口１１の間の全長は６４ｍであ
る。管の長さと平均内部直径管の割合は４５７であった
。分解管れ１コイルの形で配置され８つの水平直線部分
葡含み、それぞれは同一長さであって曲り管に工っで相
！７）に連結された。熱密閉容器の入口に向けて位［Ｌ
、ｆＣ部分２お工び３の内部直径は１７２闘でｔ）す；
引き続く部分４お工び５は内部直径１５０朋ｒ有し：そ
の次の部分６お↓び７は１２９ｍｍの内部直径ヶ有し：
熱密閉容器の出口に向って位置する部分８および９の内
部直径は１０８ｍｍであった。

さらに、密閉容器１の入口１０お工ひ出口１１における
分解管の内部直径はそれぞれ１７２朋と１０８ｍｍであ
って、入口および出口における管の内部直径間の比は１
．６であった。直線部分２，３゜４．５に相当する分解
管長の始めの半分の反応容積は、直線部分６．７．８お
工び９に対応する分解管長の次の半分の反応容積よりも
１．８４倍大きかった。

水蒸気分解炉の熱輻射密閉答器は密閉容器の壁上に相互
に等間隔で５つの水平列に配置したバーナー葡有し友。

液体灰化水素と水蒸気の混合物を分解管中に流した。液
体炭化水素は密度０．７１８でＡＳＴＭ蒸留範蒸留範囲
４５７１８０有Ｃｋ有て重量による含量で５５φの線状
パラフィンワックス、２９．４％の枝分れパラフィンワ
ックス、２８．３％のサイクラン化合物および７．３係
の芳香族化合物のナフサによって構成された。使用し１
ζナフサと水蒸気の混合物の組成はナフサの賛と水蒸気
の世の間の重量比は４であった。従ってナフサは分解管
中に３５００ｋｇ／時の流速でそして水蒸気は８７５ｋ
ｇ／時の流速で装入し１こ。

ナフサと水蒸気の混合物分解温度は炉の輻射帯域の入口
において４７０°Ｃｐ＞ら出口において７７５℃まで高
まつ７ｃｏ分解管に沿った混合物の分解温度の進展は曲
線し）によって第４図中に記載され、横軸上に混合物が
流ｎる反応容積（立で）ｒｌそして縦軸上に混合物の分
解温度（℃で）？示す。曲線（ａ）は混合物の分解温度
がそれが通過する反応容積の関数としてその当初部分に
おいてゆつくや増加することを示す。混合物の圧力は炉
の出口において１７０　ｋＰａであっｆｃ。

分解管中炉の輻射帯域の入口と出口の間？流れるナフサ
と水蒸気の混合物の平均滞留時間は１０３０　ミＩＪ秒
であった。分解管長さの始めの半分中？流れる混合物の
平均滞留時間は管長さの次の半分中の時間よりさらに２
．６倍大きかっに０これらの条件において１時間につき
５８０諭のエチレン、５２０に９のゾロビレ／、１０５
ｋ１９のイソブチン、１６５ｋｌＪのシタジエンおよび
１４５ｋｌｉ＋のエタン？生じた。このように炉中に生
じｌζエクンは次に第二次水蒸気分解に当て８５ｍｔ’
ｆｉの収率でエチレンに転化させ、このようにして水蒸
気分解装置の包括的エチレン生産紮改良］−だ。高級オ
レフィンおよびブタジェンの生産はエチレンとの関係に
おいて相対的に高かったことが観察された。このように
して、生産しそして水蒸気分解装置の出口に集められた
１トンのエチレンに対しプロぎレン、イソブチンおよび
ブタジェンの生産はそれぞれ７４０に９．１５０ｋＰお
工び２３５ゆであつに０ さらに、６個の炭素原子？有する生成炭化水素中の８３
１ｓ択率および４個の炭素原子？有する生成炭化水素中
の８４選択率は次のようであった：８３　＝　０−７４ Ｓ４”’　０．５３ これら２つの比較的高い値はこのように実施されたナフ
サ水蒸気分解反応が３から４個までの炭素原子【有する
オレフィンの形成およびブタジェンの形成全促進したこ
とｔ示す。

実施例２ 実施例１のものと同一の水蒸気分解炉にすいて操作した
。実施例１において使用したものと等しいナフサと水蒸
気の混合物音分解管中に流した。

管中紮流れるナフサと水蒸気の流速はそれぞれ４８００
に９／時および１２００ｋｌｉ＋／時であっｆｃ：実施
例１と比較したこの流速の増加は使用した分解管が比較
的低い負荷損失？有したので容易に達成できた。

これらの条件においてナフサと水蒸気の混合物の分触温
度は炉の輻射帯域の入口における４８０’Ｃからその帯
域の出口において７７５°Ｃｔで上昇した。混合物の圧
力は炉の出口において１７０　ｋＰａであった。

これらの条件において炉の輻射帯域の人口と出口の間の
分解管中を流れるナフサと水蒸気の混合物の平均滞留時
間は９００ミリ秒であった。さらに、分解管の長さの始
めの半分中？流れる混合物の平均滞留時間は管長の次の
半分中よりも２．３倍大きかった。その結果得ら７″１
．ｆｃ毎時生フψ−４は６４０ｋｌ？のエチレン、６１
２ｋｇのプロピレン、１２２ｋｇのイソブチン、２００
ｋｌｉｌのブタジェンおよび１７０ｋｇのエタンであつ
ｆｃｏこの工うにして炉中に生じたエタンは次に二次的
水蒸気分解段階に当て８５重量％の収率でエチレンへの
転化紫用能にし、との工５にして水蒸気分解装置の包括
的エチレン製造？高めた。オレフィンおよびジオレフィ
ンの生産前は実施例１のものよりも１％いことが判明し
たが、それは原料の流速が増したためでありこれは本発
明に係わる水蒸気分解炉が達成７口」能にする。高級オ
レフィンおよびブタジェンの生産はエチレン生産との関
連では比較的高いことが観察された。このようにして１
トンのエチレン生産に対してプロピレン、インブテンお
よびブタジェンの生産はそれぞれ７８０ｋｇ、１５５に
９お工び２５５ゆでありそして水蒸気分解装置の出口に
おいて集めた。

Ｓ３およびＳ４の選択率は次のようであった：ｓ３＝　
０．７７ Ｓ、　＝　０．５　に れら２つの比較的高い値は、本発明に従った方法ケ使用
するこの種の炉に対して、ナフサ水蒸気分解反応は６か
ら４個までの炭素原子を有するオレフイ／の形成、およ
びブタジェンの形成？エチレン形成の犠牲において促進
することを示す。

実施例６（比較用） 水蒸気分解炉は形状と寸法が実施例１のものと等しい熱
輻射密閉容器？含んだ。ニッケルおよびクロムベースの
耐熱性鋼製分Ｍ管は密閉容器中に配置されそして実施例
１と等しい全３１＋　畦および１０８酊の内部直径、８
闘の厚さぞしで、密閉容器の容積と炉の機械的および熱
的応力？考慮して、密閉容器の入口と出口の間は全長８
０メ一トル？有しへ〇管の長さと平均内部直径の比ｉ１
：　７４０であった。分解管はコイルの形で配ＩＷされ
それぞれが等しい長さで曲υ管で相互に連結された８つ
の水平直線部分で構成された。直線部分の内部直径は一
定でありそして１０８龍に等しかった。従って、密閉容
器の入口と出口における管の内部直径は等しかった。同
様に、始めの４つの直線部分に相当する分解管長の始め
の半分の反応容積は最終の４つの直線部分に相当する分
解管の次の半分の反応容積に等しかった。

水蒸気分解炉の熱輻射密閉容器は相互に等間隔に位置す
る水平な５列で密閉容器の壁土に配置したバーナー？有
した。バーナーの集合体の熱エネルギーは５列の間に均
一に分配され穴。

実施例１に使用したものと同一のナフサおよび水蒸気の
混合物？分解管中に流した。分解管中の比較的高い負荷
損失を考慮して、ナフサおよび水蒸気の流速はそれぞれ
３５００ｋｌｉ＋／時および８７５ｋｙ／時であった。

ナフサおよび水蒸気の混合物の分解温度は炉の輻射帯域
の入口において４９０℃でありその出口においては７７
５℃までであった。分解管に沿った混合物の分解温度の
展開は第４図中に曲線（旬によって記載され、横軸上に
混合物が通過する反応界オ★ｔ（立で）示しそして縦軸
上に混合物の分解温度？（’ＱＣ示す。曲線（ｂ）は混
合物の分解温度がそこ７通る混合物の反応容積の関数と
してその当初部分において急速に増加するととｔ示す。

炉の出口における混合物の圧力は１７０　ｋＰａであっ
た。

炉の輻射帯域の入口および出口の間の分解管中？流れる
ナフサと水蒸気の混合物の平均滞留時間は８６０ミリ秒
であつｆｃ。

こｎらの条件において５８８ｋＩＩのエチレン、５０１
　ｋｙのプロピレン、９６ｋｇのイソブチン、１４７ｋ
ｌ？のブタジェンおよび１５５ｋ１７のエタンケラ時間
に生じに０炉中てこのように生じたエタンは次いで第２
次水蒸気分解段階に肖でてそれケ８５重量係の収率でエ
チレンに転化すること’ｔ　５１能にし、このようにし
て水蒸気分解装置の包括的エチレン生産？改良した。オ
レフィンおよびジオレフィンの生産は実施例２のものよ
りも低くそしてエチレンの生産と比較したゾロピレン、
イソブチンおよびブタジェンの生産は実施例１および２
中に観察されたものよりも相対的にそね、程高くないこ
とが判明した。従って、生産しそして水蒸気分解装置の
出口に集められたエチレンの１トンにＮＬプロピレン、
イソブチンおよびブタジェンの生産はそれぞれ７９６ｋ
ｇ、１：り２Ｘ？および２０４ｋｇであった。

さらに、選択率Ｓ３およびＳ４は次のようであった： ８３　＝　０−７０ ｓ、　＝　０．４８ これらの２つの値は実施例１お工び２において得られる
ものほど高くはなかった。

さらに、そのような水蒸気分解炉の最大容量の損失は実
施例１中に開示した炉と比べて熱輻射密閉容器に対しお
よび実質的に等しい炉の機械的および熱的応力に対して
約６５係である。

実施例４（比較用） 水蒸気分解炉は実施例１のものと同じ形状および寸法の
熱輻射密閉容器？含んだ。ニッケルおよびクロムペース
の耐熱鋼の分解管が密閉容器中に配置されそして実施例
１と実質的に同一の全重量お工び１４０ｉａ＋の内部直
径、８ｉｉ＋の厚さ？有し、そして密閉容器の容量およ
び炉の機械的および熱的応力？考慮して密閉容器の入口
お工び出口の間の全長６４ｍ？有した。管の長さと平均
内部直径の比は４５７であった。分解管はコイルの形で
配置されそしてそれぞれが同一の長さであって曲り管に
よって相互に連結される８つの水平で直線の部分を含ん
でいた。直線部分の内部直径は一定であって１４１：ｌ
ｏにに等しかった。従って、密閉容器の入口および出口
における管の内部直径は同一であった。同様に、始めの
４つの直線部分に相当する分解管の長さの始めの半分の
反応容積は最後の４つの直線部分に相当する分解管の次
の半分の反応容積と等しかつに０ 水蒸気分解炉の熱輻射密閉容器は相互に等間隔に位置し
た水平に５列に密閉容器壁土に配置１〜プζバーナー？
有しに０バーナーの集合体の熱エネルギーは５列の間に
均一に分配された。

実施例１中に使用したものと同一のナフサと水蒸気の混
合物？分解管中に流しｆｃｏナフサおよび水蒸気の流速
はそれぞれ３５００ｋｇ／時お工び８７５に９／時であ
った。

ナフサと水蒸気の混合物の分解温曲は輻射帯域の入口に
おいて５００℃からその出口において７７５℃までであ
った。炉の出口における混合物の圧力は１７　［１ｋＰ
ａであつ７２：。

炉の輻射帯域の入口と出口の間の分Ｗ（管中？流れるナ
フサと水蒸気の混合物の平均滞留時間は９００ミリ秒で
あった。

６に れらの条件において１時間当９５８５ｋｇのエチレン、
５０６ｋｌ？のゾロぎレン、１０１ｋｆ９のイソブチン
、１５６に９のブタジェンおよび１５０ｋｇのエタンｒ
生じた。この工うに炉中で生じたエタンは次に第２次水
蒸気分解段階に当てこれ？８５重−１ｔｓの収率でエチ
レンに転化することを可能にし、このようにして水蒸気
分解装置の包括的エチレン生産？改良した。ゾロぎレン
、イソブチンおよびシタジエンの生産は比較的低いこと
が判明した。

このようにして生産しそして水蒸気分解装置の出口にお
いて集めたエチレン１トンに対しプロピレン、イソブチ
ンおよびブタジェンの生産はそれぞれ７１０ｋｇ、１４
０ゆお工び２１９ゆであった。

さらにＳ３お工びＳ４の選択率は次のようであった： ８３　＝　０．７１５ ｓ４．　＝　０．５００ これらの２つの値は実施例１で得られるもの程高くはな
かった。

実施例５ バーナーの集合体の熱エネルギー７５列のバーナー間に
均一に配分せず、次の工５に配分１〜たことを除き実施
例１と同一の水蒸気分解炉において操作し′ｔｃニ ー分解管の入口に隣接する密閉容器の最上部に配置した
バーナーの第１列上に全熱エネルギーの５俤、 一第１列の直ぐ下に配置したバーナーの第２列に１０チ
、 一第２列の直ぐ下に配置り、、　１ζバー−ノー−の第
６列に１５％、 一第６列の直ぐ下に配列したバーナーの第４列に６０係
そして 一分解管の出口に隣接し、第４列の直ぐ下に配列した第
５列のパー−ノー−に４０係。

密閉容器の人口に向って位置する管の始めの半分に適用
されるバーナーの熱エネルギ〜と、そのような密閉容器
の出口に向って位置する管の次の半分に適用されるエネ
ルギーの間の比は従つて２２．５　／　７７．５であつ
に０炉の熱輻射密閉容器の内側で測定した熱フラツクス
（ｆｌｕｘ　）のノートはこれらの条件においてろ座標
軸即ち熱密閉容器の長さＬｌその工うな密閉容器の高さ
）■および熱フラックスＦによって結んだ三次元グラフ
中に記載される表面によって第２図中に表わされる。第
２図は最大の熱輻射フラックスが熱輻射密閉容器の出口
に向って位置する分解管の長さの次の半分に相当する熱
密閉容器の低い部分中に位置したことをさらに特に示す
。

液体炭化水素と水蒸気の混合物は分解管中に流された。

液体炭化水素はＡＳＴＭ蒸留範囲の４５／ｉｓｏ’ｃｉ
有しそして重量で３８．２　％の線状パラフィンワック
ス、３６．９％の分枝したパラフィンワックス、１７．
１　％のシフラン化合物お工び７．８チの芳香族化合物
の含量の密度０．６９０のナフサによって構成された。

使用したナフサと水蒸気の混合物の組成はナフサの量と
水蒸気の量の間の重量比が４になるものであった。従っ
てナフサは分解管中に３５００ｋｌ？／時の流速でそし
て水蒸気はろ　９ ８７５ｋ１７／時の流速で装入された。

ナフサと水蒸気の混合物の分解温度は炉の輻射帯域の入
口における４６５℃からその出口における７７５℃まで
上昇した。分解管に沿った混合物の分解温度の展開は第
５図中に曲＆１（ａ）によって記載され、炉の輻射帯域
の入口から出口まで分解管中？流れる混合物の平均滞留
時間ｋ　（ミＩＪ秒で）横軸上にそして混合物の分解温
度？ｒ　（’（Ｅで）縦軸上に示す。曲線（ａｌは混合
物の分解温度は分解管中の混合物の平均滞留時間の関数
としＣその初めの部分中で比較的急速に増加し、そＬ　
′Ｃさらに特に混合物の大部分の滞留時間は比較的低い
分解温度においてであり、特に７００℃エリ低い温度で
あることを示す。炉の出口における混合物の圧力は１７
０　ｋＰａであった。熱輻射密閉容器中の熱フラツクス
の分配？考慮して、輻射帯域の出１］の方に位置する分
解管の長さの次の半分に適用される熱エネルギーは、そ
のような帯域の人口の方に位置する管の長さの初めの半
分に適用さ扛るもの↓りも６．４倍太きかつ穴。

炉の輻射帯域の入口と出口の間分解管中？流れるナフサ
と水蒸気の混合物の平均滞留時間は１１８０　ミＩＪ秒
であった。さらに、分解管の長さの初めの半分中？流れ
る混合物の平均滞留時間は管の長さの次の半分中のもの
工す２．６倍太きかつｌこ。

とｒしらの条件において１時間につき６２０ｋｇのエチ
レン、５９０ｋｇのプロピレン、１１０ｋｇのイソブチ
ン、１８０ｋｐのブタジェンおよび１５０ｋｇのエタン
？生じた。炉中てこのように生じたエタンは次に第２次
の水蒸気分解段階に当てて８５重量係の収率によってこ
れ會エチレンに転化することｋ　’ｉｉＪ能になし、こ
のようにして水蒸気分解装置の包括的エチレン生産を改
良した。より高級のオレフィンおよびブタジェンの生産
はエチレンの生産との関係において相対的に高かったこ
とも註記される。このようにして生産しそして水蒸気分
解装置の出口において集めた１トンのエチレンにつきゾ
ロピレノ、インブテノおよびブタジェンの生産はそれぞ
ｉ−Ｌ、７９０に９．１４７ｋｉｉｌ−ｊび２４０　ｋ
ｌｉｌであつに０ さらに、３個の炭素原子？有する生産さｔた炭化水素中
の選択率Ｓ３および４個の炭素原子を有する生産された
炭化水素中の選択率ｓ４は次のようであつｆｃ： ｓ３＝　０．７９ ｓ４＝　０．５７ これら２つの比較的高い値はこのように実施されたナフ
サ水蒸気分解の反応は６がら４個までの炭素原子？有す
るオレフィンの形成およびブタジェンの形成を促進する
ことを示す。

実施例６ 実施例５のものと同一の水蒸気分解炉中で操作を行つｆ
ｃ、、実施例５で使用し穴ものと同一のナフサと水蒸気
の混合物？炉の分解管中に流した。管中を流れるナフサ
と水蒸気の流速はそれぞれ４８００ゆ７時および１２０
０ゆ７時であり：実施例５と比較したこの流速の増加は
使用１〜た分解管が比較的低い負荷損失？有したので容
易に生じさせ得た。

これらの条件においてナフサと水蒸気の混合物の分解温
度は炉の輻射帯域の入口における４４５°Ｃからその出
口における７７５℃まで上った。分解炉に沿った混合物
の分解温度の展開は第５図中に曲線（１１）によって記
載し、横軸上に炉の輻射帯域の入口から出口まで分解管
中？流れる混合物の平均滞留時間ｒ（ミリ秒てう示し、
そして縦軸上に混合物の分解温度ｖ（’Ｏで）示した。

曲線（鴫は混合物の分解温度は分解管中の混合物の平均
滞留時間の関数としてその初めの部分中で比較的早く増
加しそしてさらに特に混合物の大部分の滞留時間は比較
的低い分解温度においてであり、さらに特に７００℃よ
りも低い温度であることｔ示す。混合物の圧力は炉の出
口において１７０　ｋＰａであった。

これらの条件において炉の輻射帯域の入口および出口の
間の分解管中？流れるナフサと水蒸気の混合物の平均滞
留時間は１０２０　ミＩＪ秒であった。

さらに、分解管の長さの初めの半分中を流れる混合物の
平均滞留時間は管の長さの次の半分よりも２．６倍大き
かった。その結果毎時間の生産は７５０ｋｉ９（７）エ
チレン、７７０に９のプロピレン、１１０に９のイソブ
チン、１８０ｋ１７のブタジェンお工び２００ｋｉ９の
エタンであつ−ｆｃ。この↓５に炉中に生じたエタンは
第２次水蒸気分解段階に当てて８５重量優の収率に工っ
でエチレンに転化することｔ可能ならしめ、このように
して水蒸気分解装置の包括的エチレン生産ｒ高めｌζ。

オレフィンおよびジオレフィン生産は実施例５のもの工
すも高〃）つたが、それは本発明に従った水蒸気分解炉
が達成？可能にした原材料の増大した流速のためである
ことが判った。高級オレフィンお、Ｌびブタジェンの生
産はエチレン生産との関連ｔこおいて相対的に高いこと
も観察された。このように生産しそして水蒸気分解装置
の出口において集めたエチレンの１トンに対しプロピレ
ン、インブテンおよびブタジェンの生産はそれぞれ８．
１５７ｋｇ、１５８に＃お工び２６０に９であった。

Ｓｒ５お工びＳ４選択率はまた次のようであった：８３
＝０゜８４ Ｓ、　＝　０．６１ これら２つの比較的に高い値は本発明に従った方法ｒ使
用するこの種の炉に対し、ナフサ水蒸気分解反応が６か
ら４個までの炭素原子？有するオレフィンの形成、お工
びブタジェンの形成がエチレン形成の犠牲において促進
されることを示す。

実施例７（比較用） 実ＭｆＪ同６（比較用）のものと同一の熱密閉容器、分
解管およびバーナーを含む水蒸気分解炉中で操作を実施
した。また実施例６（比較用）におけるようにバーナー
の集合体熱エネルヤーは５列間に均一に配分した。

炉の熱輻射密閉容器の内側で測った熱フラツクスのシー
トはこれらの条件においてろ座標軸、即ち熱密閉容器の
長さＬｌそのような密閉容器の高さＨお工び熱フラツク
スＦＧＣよって結んだ三次元グラフ中に記載される表面
によって第３図中に表わされる。第６図は最大の熱輻射
フラックスが熱輻射密閉容器の入口に向って位置する分
解管の長さの初めの半分に相当する熱密閉容器の上方部
分中に位置したことをさらに特に示す。

実施例５中に使用したものと同一のナフサおよび水蒸気
の混合物ｒ分解管中に流した。分解管中の比較的高い負
荷損失ｒ考慮してナフサお工び水蒸気の流速はそれぞ−
ｕ３５００１ψ／時お工び８７５ｋｇ／時であった。

ナフサおよび水蒸気の混合物の分解温度は炉の輻射帯域
の入口における４９５℃からそＪしの出口における７７
５℃まで上昇した。分解管に沿った混合物の分解温度の
展開は曲線（ｅ）　Ｖこ二って第５図中に記載するが、
これは横軸上に炉の輻射帯域の入口から出口咬での分解
管中？流れる混合物の平均滞留時間？そして縦軸上に混
合物の分解温度ケ（’Ｃで）示す。曲線（→は混合物の
分解温度は分解管中の混合物の滞留時間の関数とし′Ｃ
ぞの初めの部分中で急速に増加し、そしてさらに特に混
合物の滞留時間の著しい割合に比較的高い分解温度にお
いてであり、特に７００℃エリ高い温度においてである
ことを明瞭に示す。炉の出口Ｖこおける混合物の圧力は
１７０　ｋＰａであった。密閉容器の熱フラツクスの配
分？考慮して、分解管の長さの次の半分に適用される熱
エネルヤーは管の長さの初めの半分に適用されるものと
同じである。

炉の輻射帯域の入口と出口の間の分解管中？流九るナフ
サと水膨りの混合物の平均滞留時間は８４０ミリ秒であ
った。

これらの灸件において１時間当、り６３５ゆのエチレン
、５４５　ｋｇのゾロＶレン、９０ｋｇのイソブチン、
１４０ｋｇのブタジェンおよび１７０ｋｇのエタンｒ生
じ女。炉中てこのように生じたエタンは次に２次の水蒸
気分解段階に当てて８５重量％の収率によってエチレン
に転化させ、このようにして水蒸気分解装置の包括的エ
チレン製造？改良しプこ。オレフィンおよびジオレフィ
ンの製造は実施例６のものニジも低くそしてエチレンの
製造と比較したゾロぎレン、イソブチンおよびブタジェ
ンの製造は相対的に実施例５お工び６のものほど高くな
かった。このようにして、水蒸気分解装置の出口におい
′Ｃ製造しそして集められ大エチレンの１トンに対しプ
ロピレン、イソブチンおよびブタジエンの製造はそれぞ
れ７００に９．１１５に４？および１８０ｋｇであった
。

さらに、選択率Ｓ３およびＳ４ｔよ次の工うであつ７′
Ｃ： ｓ３＝　０．７００ ８４　＝　０．４６５ これら２つの値は実施例５お工び６において得られるも
の工９も高い。

さらに、その二うな水蒸気分解炉における能力の最大損
失は、熱輻射密閉容器の不変の容積に対しＣお工び炉の
実質的に等しい機械的お↓び熱的応力に対して、実施例
５に開示した炉との比較において約６５％であった。

実施例８ 第１図中に線図で示さ詐る工うな水蒸気分解炉が実施例
１中に記載したものと等しい熱輻射密閉容器１を含んだ
。ニッケルおよびクロムペースの耐熱性分解管？密閉容
器中に配置しそし′Ｃ実施例１中に開示したものと異な
る寸法？有した：それは平均内部直径１０８ｍｍｋ有し
、そして、密閉容器１の容積奮考慮して、入口１０と出
口１１の間の全長は８０ｒＪＬである。分解管はコイル
の形で配置され、８つの水平直線部分？含みそれぞれは
等しい長さで相互に曲り管で連結された。熱密閉容器の
入口に向って位置し友部分２お工び３の内部直径は１３
５ｕであ夛：引き続く部分４および５は内部直径１１７
ｗｋ有し：次に部分６おＬび７は内部直径９９ｍｋ有し
：熱密閉容器の出口に向って位置する部分８お工び９の
内部直径は８１ｉｎであった。

さらに、密閉容器１の入口１ｏお工び出口１１における
分解管の内部直径はそれぞれ１３５ｍと８１ｍｍであり
、従って入口および出口における内部直径間の比は１．
７であった。直線部分２，３゜４．５に相当する分解管
長さの初めの半分の反応容積は、直線部分６．７．８お
よび９に相当する次の半分の反応容積よシさらに１．９
５倍大きかった。

水蒸気分解炉の熱輻射密閉容器はその壁土に配置した相
互に等間隔？保った水平の５列のバージ。

−？有した。全熱エネルギーはこ７１．ら５列のバーナ
ー間に次のように分配しｆｃニ ー　全エネルギーの５％は分解管の入口に隣接する密閉
容器の最上部に配置１１．＊第１列のバーナーに、 −１０係は第１列の直ぐ下に配置し７ｊ第２列のバーナ
ーに、 −２０チは第２列の直ぐ下に配置した第６列のバーナー
に、 −２５チは第６列のすぐ下りこ配置した第４列のバーナ
ーに、そして −４０チは分解管の出口に隣接し、第４列のすぐ下に配
置した第５列のバーナーＶＣ０密閉容器の入口に向って
位置する管の初めの半分に適用されるバーナーの熱エネ
ルギーと、そのような密閉容器の出口に向って位置する
管の次の半分に適用されるエネルギー間の比は従って２
５７７５であった。

エタンと水蒸気の混合物は分解管中を流ｆ’１．　＊。

使用したエタンと水蒸気の混合物の組成はエタンの址と
水蒸気の量の間の重量比が２．２５となるものであった
。従ってエタンは１８００ｋｌ？／時と８００ｋＲ／時
の流速比で分解管中に導入された。

エタンと水蒸気の混合物の分解温度は炉の輻射帯域の人
口における５８５°Ｃ２１−らその出口における８４６
℃まで上昇した。密閉容器中の熱フラツクスの分配に関
しては輻写帯域の出口に向って位置する分解管の長さの
次の半分に適用される熱エネルギーは、その工うな帯域
の入口に向って位置する管の長さの初めの半分に適用さ
れるエネルギーの６倍大きかった。

輻射帯域の人口と出口の間の分解管中を流れるエタンと
水蒸気の混合物の平均滞留時間は６４０ミリ秒であった
。

これらの条件において転化しｆｃ１トンのエタンについ
て８５０ｋｌ？のエチレンと５５鴎のメタン？生じた。

エチレン選択率は従って８５％であったことが観察され
た。

熱密閉容器、分解管およびバーナー？含む実施例６（比
較用）と同一の水蒸気分解炉中で操作した。また実施例
６（比較用）におけるようにバーナーの集合体の熱エネ
ルギーは５列間に均一に分配された。

実施例８で使用したものと同一のエタンと水蒸気の混合
物？分解管中に流しに０エタンは１８００１Ｖ／時の流
速でそして水蒸気Ｕ　８００ｋｇ／時の流速で導入しｆ
ｃ。

エタンと水蒸気の混合物の分解温度は炉の輻射帯域の入
口における６３６℃からその出口において８４６℃まで
上昇した。混合物の圧力は炉の出口において１７　Ｑ　
ｋＰａであつπ。密閉容器中の熱フラツクスの配分？考
慮して分解の次の半分に適用した熱エネルギーは管の長
さの初めの半分に適用したものと同じであった。

輻射帯域の入口と出口の間の分解管中ｒ流れるエタンと
水蒸気の混合物の平均滞留時間は５８５ミリ秒であつ友
。

これらの条件において転化させたエタン１トンにつき８
０５ゆのエチレンおよび７１ゆのメタンｒ生じた。

エチレン選択率は８０．５　％であって実施例８のもの
より低くそして生成したメタンの量は実施例８のものと
比較すると増加したことが判った。

実施例１０ エタンｒ用いる代りに７６重量％のエタン、１９重量％
のプロパンおよび５重量係のプロピレン？含むガス状炭
化水素混合物？使用した点？除き正確に実施例８のよう
に操作した。出口における圧力はｉ　７　Ｑ　ｋＰａの
代りに１７５　ｋＰａであった輻射帯域の入口における
分解温度は５８５℃の代りに５７５℃であり、そして帯
域の出口においては８４６℃の代りに８４８℃であった
。輻射帯域の入口と出口の間の分解管中？流れるガス状
炭化水素と水蒸気の混合物の平均滞留時間は６４０ミリ
秒の代シに６６５ミリ秒であった。

これらの条件において転化したガス状炭化水素混合物の
１トンにつき７８５ｋｇのエチレンおよび１２０ｋ１９
のメタン？生じた。エチレン選択率は７８．５　％であ
ることが判った。

実施例１１（比較用） エタン？使う代りに実施例１０で使用］７たものと同一
のガス状炭化水素混合物ケ使った点ケ除き正確に実施例
９（比較用）の↓５に操作ケ行った。

炉の出口における混合物の圧力はｌ　７　Ｑ　ｋＰａの
代ジに１７５　ｋＰａであった。輻射帯域の入り口にお
ける混合物の分解温度は６６６°Ｃの代りに６１０°Ｃ
であシ、そして帯域の出口においては８４６℃の代りに
８４８°Ｃであった。輻射帯域の入り口と出口の間の分
解管中？流れるガス状炭化水素と水蒸気の混合物の滞留
時間は５８５ミリ秒の代りに６１０ミリ秒であった。

これらの条件において転化させたガス状炭化水素混合物
の１トンにつき７５０ｋｇのエチレンおよび１９５ゆの
メタン？生じた。エチレン選択率は７５チで実施例１０
のもの工すも低い値であシ、そして生じたメタンの量は
実質的に増加したことが判った。

【図面の簡単な説明】

第１図は分解管がコイルの形で延びて通っている熱輻射
密閉容器（輻射帯域）ｒ含む水平水蒸気分解炉ｒ線図で
示す。 第２および６図は水平水蒸気分解炉の熱輻射密閉容器の
内側の熱流の分布を表わす三次元グラフであって、その
ような分布はそれぞ詐不均−および均一加熱エネルギー
によって得られる。 ８０４図は水平水蒸気分解炉の輻射帯域の入口から出口
までの分解管中？流れる炭化水素と水蒸気の混合物の分
解温度の上昇ｒ、混合物が通過する反応容積の平均滞留
時間の関数として示すグラフである。 第５図は水平水蒸気分解炉の輻射帯域の入口から出口ま
での分解管中ｒ流れる炭化水素と水蒸気の混合物の分解
温度の上昇？炉中の混合物の平均滞留時間の関数として
示すグラフである。 なお図面中に記入した数字はそれぞれ次のもの？表わす
： １：密閉容器、２，３．４，５．６．７，８゜９：直線
部分、１０：入り口、１１：出口寸 図　　　　　　　　（、−６４））−１〜 振 ば〕 ■ 寸 区　　　　　（−１−ｆ）　Ｈ 涙

Claims (10)

【特許請求の範囲】
1. （１）炉の輻射帯域の内側に配置した分解管中を流れる
   炭化水素と水蒸気の混合物を、１２０と２４０ｋＰａの
   間の炉の出口圧力でそのような帯域を通過させ、混合物
   の分解温度が輻射帯域の入り口において４００と７００
   ℃の間でありそしてそのような帯域の出口で７２０と８
   ８０℃の間であることから成る水蒸気の存在における炭
   化水素の分解によるオレフィンおよびジオレフィンの製
   造方法においてその方法が： （ａ）輻射帯域の入り口と出口の間の分解管中を流れる
   炭化水素と水蒸気の混合物の平均滞留時間が３００と１
   ８００ミリ秒の間であり、そして （ｂ）輻射帯域の入り口の方に位置する分解管の長さの
   初めの半分の反応容積がそのような帯域の出口の方に位
   置する管の長さの次の半分のものより１．３から４倍大
   きい ことを特徴とする方法。
2. （２）炭化水素と水蒸気の混合物の分解温度の上昇が分
   解管に沿つて適用される炉の熱エネルギーの不均一分布
   と組み合わされ、その分布は輻射帯域の出口の方に位置
   する管の長さの次の半分に適用される熱エネルギーが、
   そのような帯域の入り口の方に位置する管の長さの初め
   の半分に適用されるものよりも１．５から５倍大きいこ
   とを特徴とする特許請求の範囲第（１）項に記載の方法
   。
3. （３）管の長さの次の半分に適用される熱エネルギーが
   管の長さの初めの半分に適用されるものの２から４倍ま
   でであることを特徴とする特許請求の範囲第（２）項に
   記載の方法。
4. （４）輻射帯域の入り口と出口の間の分解管中を流れる
   炭化水素と水蒸気の混合物の平均滞留時間が液体炭化水
   素を使用する場合は８５０と１８００ミリ秒の間である
   ことを特徴とする特許請求の範囲第（１）項に記載の方
   法。
5. （５）輻射帯域の入り口と出口の間の分解管中を流れる
   炭化水素と水蒸気の混合物の平均滞留時間がガス状炭化
   水素を使う場合は４００と１４００ミリ秒の間であるこ
   とを特徴とする特許請求の範囲第（１）項に記載の方法
   。
6. （６）使用する炭化水素と水蒸気の混合物の組成が液体
   炭化水素の量と水蒸気の量の間の重量比が１と１０の間
   であることを特徴とする特許請求の範囲第（１）項に記
   載の方法。
7. （７）使われる炭化水素がナフサ、軽質ガソリン、ガス
   油および３から６個までの炭素原子を有する飽和または
   不飽和炭化水素とそれらの混合物から選ばれる液体炭化
   水素、または２から４個までの炭素原子を有するアルカ
   ンによつて形成されるガス状炭化水素であり、そのよう
   なアルカンは２から６個までの炭素原子を有するアルケ
   ンおよび／またはメタンおよび／または５から６個まで
   の炭素原子を有するアルケンと混合して多分使用される
   ことを特徴とする特許請求の範囲第（１）項に記載の方
   法。
8. （８）加熱手段を有する熱輻射密閉容器と、水蒸気およ
   び炭化水素の混合物が分解のためにその中を流れて密閉
   容器中を通つて伸びる少なくとも一つの分解管とを含む
   水蒸気の存在において炭化水素を分解するための炉によ
   つて構成される装置において、その装置が （ａ）熱輻射密閉容器を通つて伸びる分解管の長さと平
   均内部直径間の割合が２００と６００の間であり、そし
   て （ｂ）分解管の内部直径が連続的にまたは不連続的に熱
   輻射密閉容器の入り口から出口へと先細りになり、その
   ため入り口における管の内部直径とそのような密閉容器
   の出口間の比が１．２と３の間である ことを特徴とする装置。
9. （９）バーナーの熱エネルギーが分解管に沿つて熱輻射
   密閉容器の入り口から出口へと増加するバーナーによつ
   て加熱手段が構成され、そのため熱輻射密閉容器の入り
   口の方に位置する分解管の長さの初めの半分に適用され
   るバーナーの熱エネルギーとそのような密閉容器の出口
   の方に位置する管の長さの次の半分に適用されるエネル
   ギーとの比率が４０／６０と１５／８５の間であること
   を特徴とする特許請求の範囲第（８）項に記載の装置。
10. （１０）その内部直径が熱輻射密閉容器の入り口から出
    口へと減少する管の連続によつて分解管が構されること
    を特徴とする特許請求の範囲第（８）項に記載の装置。