KR101594848B1 - 탄화수소 열분해용 블레이드형 반응기 - Google Patents

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Abstract

본 발명의 탄화수소의 열분해용 블레이드형 반응기는 축 방향 유동 블레이드 캐스케이드를 형성하는 블레이드(3)가 구비된 로터, 상기 블레이드의 말단에 인접하고 있는 고정 환형 형상의 후프(fixed torus-shaped hoop, 10), 및 이의 정점 단면에서 링 형상을 갖는 통로가 형성되도록 후프 및 로터 주변부를 둘러싸는 하우징(5)을 포함한다. 하나 이상의 파티션이 통로 내에 설치되고, 각각의 파티션 바로 다음에는 유입 포트(18)가 위치하는 반면, 각각의 파티션 바로 앞에는 유출 포트(19)가 위치한다. 노즐 캐스케이드를 형성하는 노즐 베인(20)은 블레이드 캐스케이드의 상류에 설치되고, 확산 캐스케이드를 형성하는 확산 베인(21)은 블레이드 캐스케이드의 하류에 설치된다. 확산 캐스케이드로부터 유출과 노즐 캐스케이드 내로의 유입 사이에는 베인이 없는 공간(22)이 존재한다. 각각의 파티션 바로 다음에 배열된 일군의 노즐 베인은 격벽에 의해 잔류하는 노즐 베인으로부터 분리 제거될 수 있어, 반응기 시동을 단순화하기 위해 일군의 분리된 노즐 베인과 상응하는 유입 포트(18)를 연결시키는 채널이 형성된다. 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드의 기하학적 파라미터는 블레이드 캐스케이드의 길이 전반에 걸쳐 블레이드 캐스케이드의 입구에서 동일한 압력을 제공하고 블레이드 캐스케이드의 길이 전반에 걸쳐 블레이드 캐스케이드의 출구에서 동일한 압력을 제공하기 위해 원주 방향에서 변할 수 있으며, 이는 로터와 하우징 사이의 공극을 통한 반경 방향 누수를 감소시킨다.

Description

탄화수소 열분해용 블레이드형 반응기{BLADED REACTOR FOR THE PYROLYSIS OF HYDROCARBONS}
본 발명은 저급 올레핀을 생산하기 위한 탄화수소의 열적 열분해용 장치에 관한 것이다. 기술적 해결의 본질에서 기타 측면에서의 본 발명은 회전 블레이드형 기기에 관한 것이다.
저급 올레핀, 예를 들어 에틸렌, 프로필렌 및 부틸렌은 석유 화학 분야에서기본적인 생성물이고, 플라스틱, 고무, 섬유 및 코팅물의 상업적 생산에서 원료로서 역할을 한다. 산업 분야에서 저급 올레핀은 에탄, 프로판, 부탄, 나프타 또는 경유와 같은 탄화수소의 열분해에 의해 생산된다.
현재 허용되는 기술에 따르면, 열분해는 관형로(tubular furnace) 및 급랭 장치(quenching apparatus)로 이루어진 설비에서 수행된다. 증발되어 증기와 혼합되는 공급 원료는 관형로의 방사성 챔버 내부에 위치하는 반응관 내로 공급된다. 750 내지 930℃의 온도를 갖는 크래킹(cracking)된 스트림은 반응을 중단시키기 위해 이들을 급속히 냉각시키는 급랭 장치에 이송 배관라인을 통해 전달한 후, 이들을 목적하는 생성물과 부산물로 분리하는 플랜트로 이송된다. 바람직하지 못한 부산물로는 수소, 메탄 및 특히 탄소 부분이 있으며, 탄소 부분은 매연 입자의 형태로서 가스 스트림에 의해 멀리 전해지지만, 기타 탄소 부분은 반응관 및 하류 장치 둘 모두의 벽상에 코크스 증착물를 형성한다.
2개의 공정이 반응 구역에서 동시에 일어난다. 즉, 일차 열분해 반응은 저급 올레핀의 형성을 초래하고, 이차 열분해 반응은 형성된 저급 올레핀이 소비되어 부산물을 형성하는 중에 일어난다. 결과적으로, 반응 구역 내에는 원료의 각 유형, 온도 및 압력의 각 조합을 위한 최적의 체류 시간이 존재하며, 상기 체류 시간은 생성물 스트림 중의 목적하는 생성물의 최대 수율에 상응한다. 일차 반응의 속도는 압력에 의존하지 않으며, 온도 증가와 함께 신속하게 증대하는 반면, 이차 반응의 속도는 온도 증가와 함께 더욱 천천히 증대하며, 이는 형성된 저급 올레핀의 분압에 비례한다. 그래서 공정 온도의 증가와 함께 최적의 체류 시간이 신속하게 감소한다. 따라서 나프타가 열분해되는 경우, 공정 온도가 각각 30 내지 35K 정도 증가하는 경우보다 최적의 체류 시간이 2배 정도 감소하게 된다.
증기에 의한 출발 공급 원료의 희석은 탄화수소 분압을 감소시키고, 이는 이차 반응 속도의 감소를 초래하고, 목적하는 열분해 생성물 수율의 증가를 초래한다. 그러나 이러한 방법에는 부가적인 에너지 소비의 필요성과 함께 제약이 존재한다. 에탄 또는 프로판에 있어서, 증기 공급재료는 일반적으로 공급 원료 질량의20 내지 40%; 부탄에 있어서 25 내지 50%; 및 나프타에 있어서 45 내지 50%이고; 경유에 있어서 증기 공급재료는 공급 원료 질량의 최대 80 내지 100%일 수 있다.
열분해의 목적하는 생성물의 수율을 증가시키는 기타 방법은 공급 원료의 일부를 각각 열분해하기 위해 요구되는 열량이 보다 짧은 시간 동안에 이송되도록 공정 온도의 적절한 증가와 함께 체류 시간을 감소시키는 것이다. 필요한 열전달 속도의 증가는 반응관 직경을 감소시키고 반응관 벽과 스트림 사이의 온도차를 증가시킴으로써 달성될 수 있다. 열분해 관형로의 구조는 대략적으로 1985년 이전까지 이러한 방향으로 향상되었다. 켈로그(M. W. Kellogg Company)사의 "밀리세컨드(Millisecond)" 관형로는 이 같은 개발의 최종 목적이 되었으며, 산업용 관형로에 있어서 반응 구역으로의 최대의 열전달 속도는 상기 관형로에서 달성되었다. 이들 관형로에서의 공정은 직경이 28 내지 35mm인 튜브에서 약 900 내지 930℃의 유출 스트림 온도에서 약 0.05 내지 0.1초의 체류 시간 동안 수행되되, 벽과 스트림 코어 사이의 온도차는 120 내지 310℃에 도달한다.
열분해 관형로에서 체류 시간의 추가적인 감소는 하기 이유로 인해 도움이 되지 않았다. 반응관의 벽에 인접한 경계층에서의 유의한 온도 변화로 인해 이러한 벽으로부터 다양한 거리로 이동하는 공급 원료 입자에 대한 최적의 체류 시간은 실질적으로 상이하여, 공급 원료의 상당한 부분의 열분해가 명백히 최적 조건과는 무관한 조건 하에서 일어난다. "밀리세컨드" 노에 전형적인 동작 조건 하에서 스트림의 단면에서의 온도차로 인한 목적하는 생성물의 손실은 체류 시간의 추가적인 감소가 유리하지 못하게 되는 값을 얻게 된다.
산업용 열분해에서 저급 올레핀의 수율은 지난 20년 동안 실제로 변하지 않았으며, 통과(pass) 당 에탄의 수율은 에탄의 열분해의 경우에 약 50 내지 52%이고, 프로판 및 부탄의 열분해의 경우에 32 내지 37%이고, 나프타의 열분해의 경우에 29 내지 36%이고, 경유의 열분해의 경우에 23 내지 28%이다. 이때, 탄화수소 원료에 대한 요구가 증가함에 따라 목적하는 열분해 생성물의 수율 증가가 더욱 더 현실화되고 있다. 관형로에서 목적하는 열분해 생성물의 수율 증가를 방해하는 요인들은 근본적인 특성을 갖기 때문에, 현재 이러한 석유화학 분야가 처해 있는 기술 침체 상태는 열분해 관형로만을 이용한다는 것을 거부함으로써 극복될 수 있다.
반응 구역에 접해 있는 벽을 통한 열전달을 이용하지 않고 공정 스트림이 가열된 열 캐리어와 혼합함으로써 가열되는 장치에서 탄화수소의 열분해를 위한 방법들이 제안되었다.
미국 특허 제 5,389,232 호, 제 6,538,169 호 및 제 7,312,370 호에는 가열된 촉매 입자의 유체화된 스트림과 탄화수소를 혼합함으로써 탄화수소를 열분해하기 위한 장치가 개시되어 있다. 그러나 이들 장치에서는 그 내에서 짧은 체류 시간을 달성할 가능성이 있기 때문에 에틸렌을 비교적 낮은 수율로 얻게 된다.
미국 특허 제 4,134,824 호, 제 4,724,272 호 및 제 4,832,822 호에는 고온 가스성 열 캐리어를 이용하는 열분해용 장치가 개시되어 있다. 이들 반응기의 단점은 생성물 스트림 중의 CO, CO2 및 매연의 함량이 높다는 것이다. 이에 대한 원인으로는 공정 스트림의 단면에 대해 높은 온도차가 있다. 이러한 방법은 올레핀의 산업적 생산에 이용되지 않는다.
가스성 반응 매질의 스트림의 운동 에너지를 열로 전환함으로써 이러한 스트림이 가열되는 열분해 방법들이 제안되었다.
미국 특허 제 5,300,216 호에는 증기의 존재 하에 높은 강도의 정지 충격파로 탄화수소의 열분해를 위한 장치가 개시되어 있다. 약 1000℃의 온도까지 관형로에서 과열된 증기는 27바(abs.)의 압력으로 초음속 노즐을 통해 직렬로 위치한 혼합 구역 및 열분해 구역을 포함하는 반응기 내로 제공된다. 약 627℃까지 예열된 탄화수소 공급재료, 예를 들어 에탄은 혼합기를 통해 증기의 초음속 스트림 내로 공급된다. 생성된 혼합물은 열분해 반응에서 개시되어야 하는 온도보다 낮은 온도를 갖는 초음속 스트림을 형성한다. 직선 압축 충격파, 예를 들어 정지 충격파는 혼합 구역과 열분해 구역 사이에 존재한다. 이러한 압축 충격파를 통과하는 경우, 초음속 스트림의 운동 에너지는 열로 전환된다. 압축 충격파의 하류에서 혼합물은 9바(abs.)의 압력에서 음속 이하의 속도 및 약 1000℃의 온도를 갖는다. 생성된 혼합물은 0.005 내지 0.05초 동안에 열분해 구역을 통과하는 반면, 이의 온도는 열분해 반응에 의한 열 흡수로 인해 약 863℃까지 감소한다. 에탄의 에틸렌으로의 70% 전환이 달성된다. 생성물 스트림은 열 교환기 내를 통과한 후, 가스 분리를 위해 전달된다. 이러한 장치에서, 반응 스트림의 단면상에서의 온도차는 무시할 만하고, 반응기를 통한 모든 원료 입자의 통과 시의 온도 이력(시간의 함수로서의 온도 변화)은 동일하다. 그러나 탄화수소 질량에 대한 증기 공급량은 약 500 내지 667%이어야 한다. 이와 관련하여, 생성된 에틸렌에 대한 에너지 소비량은 매우 높다. 이는 에너지 비용과 에틸렌 비용에 대한 현재의 상호관계에서 상기 방법을 상업용으로 적합하지 못하게 한다.
미국 특허 제 4,265,732 호에는 탄화수소의 열분해를 위한 블레이드형 반응기가 개시되어 있으며, 반응기는 축 방향 유동 블레이드 캐스케이드를 형성하는 몇몇 블레이드 열이 구비된 로터, 및 매질용 유입 및 유출 포트를 구비하고 로터 및 고정 베인(vane)을 둘러싸는 하우징을 포함한다. 열분해를 위해 요구되는 열은 블레이드의 유체 역학적 항력(hydrodynamic drag)으로 인해 공정 스트림 내부에서 직접 생성된다. 열분해 생성물은 가스 분리를 위해 추가로 냉각되고 전달된다. 공정 스트림의 단면 상에서의 온도차는 무시할 만하고, 반응기를 통한 모든 유동 입자의 통과 시의 온도 이력은 동일하다. 그러나 본 발명을 수행하기 위해, 블레이드의 원주 속도(초당 450m)가 높은 매우 많은 스테이지(최대 43개의 스테이지)를 갖는 축 방향 유동 블레이드형 기기를 제조하는 것이 필수적이다. 여기서, 다수의 블레이드 둘레를 유동하는 스트림의 온도는 최대 열분해 온도(최대 1050℃)와 동일하다. 이 같은 기기를 설계하는 경우에 극복되어야 하는 난제들이 너무 많아 이 같은 기기를 제조하기 어렵다.
미국 특허 제 7,232,937 호에는 탄화수소의 열분해를 위한 블레이드형 반응기가 개시되어 있으며, 상기 반응기는 유입 니플(nipple) 및 유출 니플이 구비된 하우징, 방향성 고정 베인을 갖는 상기 하우징의 공동, 및 로터가 회전하는 경우에 공동에서 링형 와류(ring vortex)가 생성되도록 이의 내부에 위치한 작업 블레이드를 구비한 로터를 포함한다. 열분해를 위해 요구되는 열은 블레이드의 유체 역학적 항력 도중에 반응 매질의 체적 내에서 직접 발생된다. 열분해 반응은 급랭 장치와 반응기를 연결시키는 이송관 내에서 계속된다. 격렬한 혼합의 결과로서, 반응기 공동 중의 모든 유동 입자는 실제로 동일한 온도를 갖는다. 그러나 이러한 공동에서의 체류 기간은 개개의 입자에 따라 상이하다. 따라서 입자의 온도 이력은 반응기 공동에서의 체류 기간이 서로 상이하다. 온도 이력의 차이로 인해 이론적으로 가능한 온도 이력의 차이와 비교할 때 공정 효율에서의 감소를 초래한다. 이러한 반응기는 그 구조가 간단하다. 그러나 작업 블레이드 주변을 유동하는 스트림이 최대 열분해 온도와 동일한 온도를 갖기 때문에 이의 신뢰도를 제공하기 어렵다.
따라서 열분해 관형로에서보다 실질적으로 더 많은 저급 올레핀의 수율을 제공하는, 탄화수소의 열분해에서 상업용으로 적합한 장치를 개발하는데 있어서의 문제점은 여전히 해결되지 않은 상태이다. 그 결과, 석유 화학 분야의 숙련자는 현대의 열분해 기술을 유의하게 향상시키기 위한 임의의 시도가 절망적이라는 의견을 갖고 있다.
본 발명의 목적은 탄화수소의 열분해를 위한 단순하고 신뢰할 수 있는 블레이드 반응기를 제공하는 것으로, 반응기를 통한 거의 모든 유동 입자의 통과 시의 온도 이력이 동일하기 때문에 저급 올레핀의 수율은 열분해 관형로에서 더욱 증가하게 된다. 본 발명의 기타 목적 및 이점은 하기 개시내용으로부터 자명하게 될 것이다.
탄화수소의 열분해용 반응기는 축 방향 유동 블레이드 캐스케이드를 형성하는 작업 블레이드가 구비된 로터, 및 유입 포트 및 유출 포트를 구비하고 이러한 로터 및 고정 베인을 둘러싸는 하우징을 포함하는 회전 블레이드형 기기로서 구성된다.
본 발명에 따르면, 고정 가이드 환형(토러스) 형상의 후프(fixed guide torus-shaped hoop)는 하우징 내에 장착되고, 작업 블레이드의 말단(tip)에 인접하고 있다. 하우징은 정점 단면(meridian section)이 링 형태를 갖는 통로가 형성되도록 로터 주변부 및 후프를 둘러싼다. 하나 또는 수 개의 파티션(partition)이 로터 축에 대해 대칭적으로 통로 내에 장착되며, 상기 파티션(들)은 하나 또는 수 개의 작업 공동의 경계를 한정한다. 유입 포트는 로터 회전 방향에서 각각의 파티션 바로 다음에 위치하는 반면, 유출 포트가 각각의 파티션의 바로 앞에 위치한다. 각각의 작업 공동 내에 있는 고정 베인은 노즐 캐스케이드를 형성하는 노즐 베인, 및 확산 캐스케이드를 형성하는 확산 베인을 포함하며, 여기서 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드는 블레이드 캐스케이드의 상류 및 하류에 각각 위치한다. 확산 캐스케이드의 출구와 노즐 캐스케이드의 입구 사이의 베인이 없는 공간(vaneless space)이 존재한다. 로터가 회전하는 경우, 각각의 작업 공동 중의 유체에는 나선 궤도(helical trajectory)를 따라 유입 포트로부터 유출 포트로 이동하도록 힘이 가해져서, 유동 필라멘트가 노즐 캐스케이드, 블레이드 캐스케이드, 확산 캐스케이드 및 베인이 없는 공간을 반복하여 연속적으로 선회한다. 이러한 베인이 없는 공간에서 하우징과 가이드 후프 사이의 간극은 베인이 없는 공간의 모든 지점에서 스트림 속도를 느리게 하며, 따라서 상기 확산 캐스케이드의 길이 전반에 걸쳐 확산 캐스케이드의 출구에 동일한 압력을 제공하기에 충분하다.
유체가 블레이드 캐스케이드를 통과하는 경우, 유체는 운동 에너지를 얻게 되며, 이는 이후에 확산 캐스케이드에서 열로 전환되어 노즐 캐스케이드의 출구에 있는 지점을 포함한 나선 궤도의 모든 유사한 지점에서 유체의 온도는 유입 포트로부터 유출 포트로의 방향에서 증가한다. 각각의 로터 블레이드가 노즐 캐스케이드를 따라 이동하는 경우, 이는 점진적으로 증가한 후 블레이드가 파티션을 통과하여 다음 작업 공동으로 들어가는 시점에 점프 방식으로 떨어지는 온도를 갖는 스트림이 로터 블레이드 둘레를 흐른다. 블레이드의 온도 모드는 이들 둘레를 흐르던 스트림의 시간-평균 온도에 의해 한정된다. 이러한 온도는 반응기 중의 공정 스트림의 최대 온도보다 매우 낮다. 이것이 미국 특허 제4,265,732 호 및 제 7,232,937 호에 따른 반응기와 비교해 볼 때 본 발명의 반응기의 본질적인 이점이며, 상기 특허에서 모두 또는 대부분의 블레이드 둘레를 흐르던 스트림의 온도는 공정 스트림의 최대 온도와 동일하다. 이로 인해, 본 발명의 반응기는 보다 높은 신뢰도 및 보다 단순한 설계를 가질 수 있다.
베인이 없는 공간에서의 압력 평형은 파티션을 가로지는 압력차를 제거하며, 그 결과 파티션 둘레의 누수를 줄이고 주요 스트림에서 입자의 온도 이력과는 상이한 온도 이력을 갖는 공급 원료 입자의 일부를 감소시킨다. 그 결과, 저급 올레핀을 열분해 관형로에서보다 더 많은 수율로 획득하는 것이 가능하다.
제 1 바람직한 실시형태에 따르면, 블레이드는 임펄스 터빈 블레이드의 프로파일(profile)을 가지며, 이들은 로터 회전 방향에서 오목 측면에 설치되는 반면, 각각의 작업 공동은 그 내부에 장착된 격벽(bulkhead)을 구비하여 로터 회전 방향에서 파티션 바로 다음에 배열된 일군의 노즐 베인을 이러한 작업 공동 내에 있는 노즐 베인의 나머지 부분으로부터 분리시킨다. 격벽은, 일군의 상기 분리된 노즐 베인과 유입 포트를 연결하는 채널이 형성되도록 장착된다. 이 같은 실시형태는 반응기를 시동하는 경우에 공칭 가스-동적 모드로 이러한 일군의 분리된 노즐 베인의 동작을 제공하는 반면, 비고정식 유동 양식(flow regime)은 여전히 작업 공동의 기타 부분에서 발생하고, 따라서 반응기의 신뢰할 수 있는 시동을 제공한다.
제 2 바람직한 실시형태에 따르면, 노즐 캐스케이드의 기하학적 파라미터는 블레이드 캐스케이드의 길이 전반에 걸쳐 이의 입구에서의 실제로 동일한 압력이 실제로 동일하도록 원주 방향에서 변하며, 확산 캐스케이드의 기하학적 파라미터는 블레이드 캐스케이드의 길이 전반에 걸쳐 블레이드 캐스케이드의 출구에서의 실제로 동일한 압력이 반응기가 공칭 조건(nominal condition) 하에서 동작하는 경우에 실제로 동일하도록 원주 방향에서 변한다. 온도의 분포, 및 작업 공동의 길이 전반에 걸쳐 공정 스트림의 특성을 설명함으로써 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드의 파라미터에서의 요구된 변경치가 산정될 수 있거나, 실험적으로 선택될 수 있다. 블레이드 캐스케이드의 입구에 대한 압력 평형 및 블레이드 캐스케이드의 출구에서의 압력 평형은 하우징과 로터 디스크(rotor disk)의 표면 사이의 공극(gap)을 통한 반경 방향 누수(radial leakage)의 감소를 가능케 한다. 공극의 감소는 부가적으로 공급 원료 입자의 일부분의 감소를 가능케 하며, 이때 공급 원료 입자는 주요 스트림 중에서 이동하지 않는 경우에 주요 스트림 중의 입자의 온도 이력과는 상이한 온도 이력을 갖는다. 그 결과, 저급 올레핀을 보다 높은 수율로 획득할 가능성이 있다.
본 발명에 따른 반응기의 바람직한 실시형태는 예로서 도시된 도면을 참고하여 설명될 것이다.
도 1은 2개의 작업 공동을 구비한 반응기의 정면도를 개략적으로 나타낸다.
도 2는 도 1의 A-A 라인 상의 단면을 나타낸다.
도 3은 도 1의 B-B 라인 상의 원통형 단면을 나타낸다.
도 4는 반응기를 이용하는 열분해 시설의 도면을 나타낸다.
도 5는 주요 스트림 에서 반응기를 통과한 원료 입자의 온도 이력을 설명하는 그래프를 나타낸다.
도 6은 반응기를 통과한 유체의 평균 분자 질량의 변화를 보여주는 그래프를 나타낸다.
도 7은 반응기에서 블레이드 캐스케이드 및 베인 캐스케이드의 프로파일 및 채널의 형태, 및 속도 삼각형(triangle)을 나타낸다.
탄화수소의 열분해용 블레이드형 반응기(도 1, 도 2 및 도 3)는 샤프트(1)로 이루어진 로터, 및 작업 블레이드(3)가 구비된 디스크(2)를 포함하되, 작업 블레이드(3)는 디스크(2)의 주변부를 따라 배열된다. 블레이드(3)는 초음속 임펄스 터빈 블레이드의 프로파일을 가지며, 이들은 방사 방향으로 향하고 있으며, 로터 회전 방향에서 오목 측면에 설치되고, 이들 블레이드는 축 방향 유동 블레이드 캐스케이드를 형성한다. 샤프트(1)는 구동부(미도시)와의 연결을 위한 커플러(4)를 구비하고, 밀봉제(8 및 9)를 이용하여 베어링(6 및 7) 중의 하우징(5)에 장착된다.
일정한 단면을 갖는 고정 가이드 환형 형상의 후프(fixed guide torus-shaped hoop)는 작업 블레이드(3)의 말단에 인접한다. 하우징(5)은 일정한 정점 단면을 갖는 통로가 형성되도록 후프(10) 및 디스크(2)를 둘러싼다. 이러한 단면은 링 형태를 갖는다. 후프(10)는 중공형이며, 레디얼 핀(radial pin, 11)에 의해 하우징(5)에 고정되며, 이때 레디얼 핀(radial pin, 11)은 후프(10)에 고정되고, 하우징 내에 형성된 가이드 소켓(12) 내로 들어간다.
2개의 파티션은, 2개의 동일한 작업 공동이 형성되도록 로터 축에 대해 대칭적으로 후프(10)와 하우징(5) 사이의 상기 통로에 장착된다. 각각의 파티션은 선미 부분(aft end piece, 14) 및 선단 부분(nose end piece, 15)뿐만 아니라 분리벽(13)으로 이루어져 있으며, 선미 및 선단 부분(14 및 15)은 블레이드 캐스케이드에 대해 상류 및 하류에 각각 배열되어 있다. 선미 및 선단 부분(14 및 15)의 가장자리는 날카롭다. 본원 및 하기에서 "날카로운 가장자리"란 용어는 블레이드 캐스케이드의 피치(pitch)와 비교할 때 무시할 정도로 작은 두께를 갖는 가장자리를 의미한다. 선미 및 선단 부분(14 및 15)은 링(16 및 17) 내에 각각 고정된다. 링(16 및 17)은 로터 축에 대해 원주 방향에서 이들의 위치를 조정할 가능성에 의해 하우징(5) 내에 고정된다. 유입 포트(18)는 로터 회전 방향에서 각각의 파티션 다음에 배열되는 반면, 유출 포트(19)는 각각의 파티션 앞에 배열된다.
고정식 노즐 베인(20)은 로터 캐스케이드의 상류에 있는 각각의 작업 공동 내에 배열되며, 이때 상기 노즐 베인(20)은 곡선형 프로파일을 가지며, 로터 회전 방향에서 이들의 볼록 측면에 의해 링(16) 내에 고정되어, 노즐 캐스케이드를 형성한다. 고정식 확산 베인(21)은 블레이드 캐스케이드의 하류에 배열되며, 이때 확산 베인(21)은 곡선형 초음속 프로파일을 가지며, 로터 회전 방향에서 이들의 볼록 측면에 의해 링(17) 내에 고정되어, 확산 캐스케이드를 형성한다. 확산 캐스케이드의 출구와 노즐 캐스케이드의 입구 사이에는 베인이 없는 공간(22)이 존재한다.
각각의 작업 공동 내에 장착되고 분리벽(23) 및 날카로운 가장자리를 갖는 단부 부분(24)으로 이루어진 격벽이 존재한다. 이러한 격벽은 로터 회전 방향에서 파티션 바로 다음에 배열된 일군의 노즐 베인을 나머지 노즐 베인으로부터 분리시켜, 상기 일군의 분리된 노즐 베인과 유입 포트(18)를 연결시키는 채널이 형성된다. 단부 부분(24)은 링(16) 내에 고정된다.
동작 시, 로터는 도 1에 도시된 바와 같이 반시계 방향으로 회전한다. 작업 공동 둘 모두는 동일하게 동작한다. 유입 포트(18)를 통해 스트림이 반응기 내로 들어가고, 축이 후프(10) 내부에 존재하는 나선 궤도 상에서 작업 공동으로 이동하며, 상기 스트림은 반복하여 노즐 캐스케이드, 블레이드 캐스케이드, 확산 캐스케이드 및 베인이 없는 공간(22)을 연속적으로 선회한다. 블레이드 캐스케이드를 통과하는 경우, 스트림은 운동 에너지를 얻게 되고, 이는 이어 확산 캐스케이드 내에서 열로 전환된다. 결과적으로, 나선 궤도의 모든 유사한 지점에서 매질의 온도는 유입 포트(18)로부터 유출 포트(19)로의 방향에서 증가한다. 열분해 반응의 결과로서, 작업 공동 중의 유동의 평균 분자 질량은 유입 포트(18)로부터 유출 포트(19)로의 방향에서 감소한다.
선미 및 선단 부분(14 및 15) 사이의 공간에서 유출되는 스트림과 유입되는 스트림이 부분적으로 혼합된다. 선미 부분(14) 및 선단 부분(15)은 이들 스트림의 혼합이 최소가 되도록 원주 방향에서 서로에 대해 상대적으로 배치된다.
베인이 없는 공간(22)에서 하우징(5)과 가이드 후프(10) 사이의 간극은 이러한 공간의 모든 지점에서 스트림 속도를 느리게 하고, 그 결과 상기 확산 캐스케이드의 길이 전반에 걸쳐 확산 캐스케이드의 출구에서 실제로 동일한 압력을 제공하도록 충분히 크다.
격벽에 의해 분리된 노즐 베인의 동작 모드는 이러한 작업 공동 내의 기타 노즐 베인의 동작 모드와는 독립적이다. 따라서 비고정식 유동 양식이 작업 공동의 기타 부분에 여전히 존재하는 경우에 반응기를 동작시키는 시간을 포함한 상기 일군의 노즐 베인에 대한 정상적인 가스-동적 동작 모드가 항상 제공될 수 있다. 따라서 반응기의 신뢰할 수 있는 시동이 제공된다.
노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드의 기하학적 파라미터는, 반응기가 공칭 조건 하에서 동작하는 경우에 블레이드 캐스케이드의 길이 전반에 걸쳐 블레이드 캐스케이드의 입구에서 실제로 동일한 압력이 제공되고, 블레이드 캐스케이드의 길이 전반에 걸쳐 블레이드 캐스케이드의 출구에서 실제로 동일한 압력이 제공되도록 원주 방향에서 변한다(세부 내용은 하기 참조). 블레이드 캐스케이드에 대한 입구에서의 압력 평형은 로터 디스크(2)와 링(16) 사이의 공극을 통한 반경 방향 누수를 감소시킨다. 블레이드 캐스케이드의 출구에서의 압력 평형은 로터 디스크(2)와 링(17) 사이의 공극을 통한 반경 방향 누수를 감소시킨다.
도 4는 상기 실시예에서 개시된 반응기(25), 감속 기어(27)가 구비된 고정식 가스 터빈 엔진(26), 연소 챔버(28), 보일러 이용장치(boiler-utilizer, 29) 및 급랭 및 증발 장치(30 및 31)를 포함하는 나프타 열분해 시설의 도면을 나타낸다. 가스 터빈 엔진(26)의 배기가스는 2개의 스트림으로 분할되며, 이들 중 하나는 보일러 이용장치(29)의 저온부로 들어가는 반면(도면에서 상부 도면), 또 다른 스트림은 연소 챔버(28) 내로 들어간다. 이때, 스트림은 부가적으로 가열되며, 바로 여기에서 보일러 이용장치(29)의 고온부로 들어간다(도면에서 하부 도면).
외부 공급원(도면에 미도시)으로부터 압력 하에 유입되는 나프타와 증기 희석제가 혼합된다. 생성된 증기-공급 원료 혼합물은 먼저 보일러 이용장치(29)의 저온부의 코일에서 먼저 가열된 후, 이러한 보일러의 고온부의 코일에서 부가적으로 가열되며, 열분해가 이루어지는 반응기(25)로 공급된다. 생성물 스트림은 통상적인 구조를 갖는 급랭 장치(30 및 31)에서 냉각되고, 외부 공급원(도면에 미도시)으로부터 압력 하에 상기 장치 내로 공급되는 냉각수는 증발된다. 급랭 장치(30 및 31)로부터의 생성물 스트림은 가스 분류 플랜트(도면에 미도시) 내로 공급되며, 여기서 생성물 스트림은 목적하는 생성물과 부산물로 분리된다.
공급 원료는 96.9·10-3kg/몰의 평균 분자 질량을 갖는 나프타이다. 증기 - 희석제의 양은 공급 원료 질량의 50%이다. 정상적인 동작 조건 하에서의 시설의 생산 능력은 시간 당 15,260kg의 공급 원료이다. 단일 샤프트 가스 터빈 엔진(26)은 15MW의 출구 샤프트 출력을 가지며, 효율은 35.2%이다.
상기 시설에서의 재료 스트림은 하기와 같은 특징을 갖는다.
가스 터빈 엔진(GTE, 26)에서의 연료(메탄) 소비: 3066kg/시
GTE(26)의 배기가스의 유량: 49.9kg/초
GTE(26)의 배기가스의 온도: 495℃
연소 챔버(28)의 출구에서의 가스의 유량: 16.5kg/초
연소 챔버(28)에서의 연료(메탄) 소비: 194kg/시
연소 챔버(28)의 출구에서의 가스의 온도: 971℃
반응기(25)를 통한 스트림의 유량: 6.36kg/초
반응기(25)에 대한 입구에서의 압력: 0.215MPa(abs.)
반응기(25)에 대한 입구에서의 유동의 온도: 574℃
급랭 장치(30 및 31)의 입구에서의 압력: 0.215MPa(abs.)
급랭 장치(30 및 31)에 대한 입구에서의 유동의 온도: 868℃
급랭 장치(30 및 31)의 출구에서의 압력: 0.160MPa(abs.)
급랭 장치(30 및 31)의 출구에서의 유동의 온도: 380℃
반응기(25)는 하기 특징을 갖는다.
작업 공동의 개수: 2
블레이드의 평균 단면 상에서의 로터의 반경: 0.502m
블레이드의 개수: 156
로터의 회전수: 4,837rpm
블레이드의 평균 단면 상에서의 원주 속도: 254.3m/초
베인이 없는 공간 내의 압력: 0.200MPa(abs.)
로터 캐스케이드에 대한 입구에서의 압력: 0.098MPa(abs.)
로터 캐스케이드의 출구에서의 압력: 0.098MPa(abs.)
도 5는 주요 스트림으로 이동하는 유동 입자의 온도 이력이다.
반응기 내에서의 체류 시간 동안에 공정 스트림은 블레이드 캐스케이드를 7회 통과하고, 각각의 통과 도중에 점프 가열(jump heating)에 적용된다. 점선은 스트림이 캐스케이드를 통과하는 시점을 나타낸다(통과 기간은 이들의 작은 값의 견지에서 도시하지 않음). 결과적인 온도 점프(temperature jump) 사이의 시간 간격은 제 1 점프와 제 2 점프 사이에서 4.65·10-3초에서 제 6 점프와 제 7 점프 사이에서 3.66·10-3초로 점진적으로 감소한다. 반응기(25)의 유입 포트(18)로부터 급랭 장치 내로 유입하는 주요 스트림에서 이동하는 유동 입자의 체류 시간, 즉 전송 시간은 36·10-3초이다. 유동 온도의 증가는 확산 캐스케이드 내의 높은 강도의 고정식 압축 충격파에서 발생한다. 유동 온도의 감소는 유동이 베인이 없는 공간을 선회하는 경우에 열분해 반응에 의한 열 흡수로 인해 발생한다. 온도 점프의 값은 제 1 통과에서 79℃로부터 제 7 통과에서 최대 105℃까지 점진적으로 증가한다. 7회 통과 모두에 대한 온도 점프의 합은 637℃이다. 반응 매질의 최대 온도(985℃)는 제 7 통과 도중에 확산 캐스케이드의 출구에서 달성된다.
그래프(도 6)는 반응기에서 유체의 체류 시간에 대한 유체의 평균 분자 질량의 변화를 나타낸다. 점선은 스트림이 캐스케이드를 통과하는 시점을 나타낸다(상기 통과 기간은 이들의 작은 값의 견지에서 도시하지 않음). 블레이드 캐스케이드를 통한 스트림의 제 1 통과 동안에 평균 분자 질량은 38.29·10-3kg/몰(이는 반응기에 대한 입구에서의 증기-공급 원료 혼합물의 조성물에 상응함)에서 37.49·10-3kg/몰(누수와 더불어 혼합으로부터 유래함)까지 감소하고, 그 이후에 열분해 반응의 결과로서 완만하게 감소한다. 급랭 장치 내로 들어가는 시점에 열분해 생성물의 평균 분자 질량은 22.27·10-3kg/몰이다.
각각의 작업 공동 내의 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드는 7개의 구획(section)으로 구성되어, 매질의 각각의 다음 통과가 다음 구획에서 일어난다. 그 결과, 각각의 구획에서 유동을 형성하는 모든 스트림 필라멘트는 동일한 가공 온도 이력을 가지며, 결과적으로는 동일한 온도 및 동일한 평균 분자 질량을 갖는다. 노즐 캐스케이드(t 0 )에 대한 입구에서의 유동의 온도 및 블레이드 캐스케이드(t 1 )에 대한 입구에서의 유동의 온도가 표 1에 제시되어 있다.
구획 l 2 3 4 5 6 7
t o (℃) 574.0 664.8 745.2 819.5 854.8 868.1 881.2
t 1 (℃) 538.0 626.8 705.3 775.3 804.5 810.4 815.6
따라서 유동은 열분해 반응이 일어나는 베인이 없는 공간에서의 유동의 온도보다 낮은 온도를 갖는 로터 블레이드로 흐른다. 블레이드 둘레를 유동하는 유체의 온도는 161Hz의 주파수에서 주기적으로 변하고, 따라서 블레이드의 온도 모드는
Figure 112011083296723-pct00001
= 738℃인 상기 유체의 시간-평균 온도에 의해 결정된다. 경계층의 가스-동적 가열의 결과에서, 냉각되지 않은 블레이드의 온도는 827℃로서, 고온 합금으로 제조된 블레이드에 대해 전적으로 허용 가능하다.
각각의 구획 내에 있는 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드 둘 모두의 기하학적 파라미터는 일정하며, 기타 구획에 있는 상기 캐스케이드의 개개의 파라미터와는 상이하다. 제 1 구획의 각도 치수(angular dimension)는 격벽 위치를 결정한다(각 구획에서의 (z) 및 (ss) 값은 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드에 있어서 동일함). 구획의 각도 치수(Δ), 베인 채널의 수(z) 및 베인의 중단 단면 상의 원주 피치(ss)는 표 2에 제시되어 있다.
구획 1 2 3 4 5 6 7
A(°) 20.24 22.72 23.83 25.14 27.12 29.34 31.61
z 6 6 6 7 7 8 8
ss(mm) 29.56 33.18 34.80 31.47 33.94 32.13 34.62
노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드 둘 모두는 각각의 작업 공동 내에 48개의 베인 채널을 갖는다.
도 7은 본 발명의 구현예로서 노즐 캐스케이드, 블레이드 캐스케이드 및 확산 캐스케이드의 프로파일 및 채널의 형태, 및 반응기에서 블레이드 캐스케이드 내로의 유입 및 이로부터의 유출 시에 유속의 적절한 삼각형을 나타낸다.
노즐 베인은 곡선형 프로파일을 가지며, 베인 채널은 수축성이며, 베인 프로파일의 흡입 측면의 후미 영역(trailing region)은 베인 채널의 흡입구(throat)까지 직선형이다. 후미 영역 상의 노즐 베인의 높이는 83mm이다.
블레이드 캐스케이드는 임펄스 유형의 초음속 블레이드로 이루어져 있다. 블레이드의 선두 가장자리 및 후미 가장자리는 날카로우며, 블레이드 채널의 흡입구는 채널의 중간 부분에 위치하고, 블레이드의 흡입 측면의 선두 영역은 직선형이고, 34°의 경사각(β1)을 갖는다(이하 본원에서 모든 각은 로터 축에 대해 법선인 평면에 대해 측정됨). 선두 가장자리 상의 블레이드의 높이는 83mm이고, 후미 가장자리 상의 블레이드의 높이는 91mm이다. 블레이드의 중간 단면 상의 블레이드 캐스케이드의 원주 피치(s r )는 20.22mm이다. 블레이드 캐스케이드의 너비(b)는 38mm이다.
확산 캐스케이드는 곡선형 프로파일을 갖는 초음속 압축기용 베인으로 이루어져 있다. 확산 베인의 선두 가장자리는 날카로우며, 프로파일의 흡입 측면은 직선형 선두 영역을 갖는다. 선두 가장자리 상의 확산 베인의 높이는 91mm이고, 후미 가장자리 상의 확산 베인의 높이는 95mm이다.
블레이드 캐스케이드 내로의 유입 시 상대적인 유동 속도는 음속 이상이고, 이 같은 속도의 축 성분은 음속 이하이다. 블레이드 캐스케이드의 평면에 대한 입구 유동 각도는 블레이드의 흡입 측면의 선두 영역의 기울기와 동일하다(즉, 34°). 각각의 구획에서 블레이드 캐스케이드의 유입 시 유동 파라미터는 표 3에 제시되어 있다. 이러한 표 3에서, a 1 은 음속이고; V 1 은 절대 유동 속도이고; α 1 은 절대 유동 각도이고; W 1 은 블레이드에 대한 유속이고; M V1 = V 1 / a 1 및 M W1 = W 1 / a 1 은 마하수(Mach number)이고;
Figure 112011083296723-pct00002
=g/ s s 는 흡입구-피치 비율이다(g는 베인 채널의 흡입구의 너비임).
구획 1 2 3 4 5 6 7
a 1 (m/s) 433.1 461.4 481.4 504.3 538.3 578.2 618.7
V 1 (m/s) 504.6 541.9 568.8 597.2 635.0 678.8 723.8
M V1 1.165 1.175 1.181 1.184 1.180 1.174 1.170
α 1 ° 50.37 49.21 48.48 47.78 46.94 46.09 45.33
W 1 (m/s) 695.0 733.8 761.5 790.9 829.7 874.6 920.5
M W1 1.605 1.590 1.582 1.568 1.541 1.513 1.488
Figure 112011083296723-pct00003
 0.7512 0.7364 0.7266 0.7181 0.7096 0.7011 0.6931
따라서, 블레이드 캐스케이드의 원주 둘레에서의 유입 압력의 균등화는 각각의 다음 구획에 있는 노즐 캐스케이드의 채널에 대한 흡입구-피치 비율의 감소에 의해 달성된다.
블레이드 캐스케이드로부터 유출 시의 절대 유속은 음속 이상이고, 상기 속도의 축 성분은 음속 이하이다. 확산 캐스케이드의 평면에 대한 유입 스트림의 각도는 개개의 구획에서 확산 베인의 흡입 측면의 선두 영역의 기울기 각도와 동일하다. 구역 상부의 블레이드 캐스케이드로부터 유출 시의 유동 파라미터는 표 4에 제시되어 있다. 이러한 표 4에서, a 2 는 음속이고; W 2 는 블레이드에 대한 유속이고; β 2 는 출구의 상대적인 유동에 대한 기울기 각도이고; V 2 는 절대 유속이고; M V2 = V 2 / a 2 및 M W2 = W 2 / a 2 는 마하수이고; α 2 는 확산 베인의 흡입 측면의 선두 영역의 기울기 각도이다.
구획 1 2 3 4 5 6 7
a 2 (m/s) 435.9 464.3 484.5 507.6 542.0 582.6 623.9
W 2 (m/s) 639.4 675.1 700.6 727.6 763.3 804.6 846.9
M W2 1.467 1.454 1.446 1.434 1.408 1.381 1.357
β 2 ° 34.2 34.2 34.2 34.2 34.2 34.3 34.3
V 2 (m/s) 861.7 896.9 922.2 948.8 984.1 1024.9 1066.6
M V2 1.467 1.454 1.446 1.434 1.408 1.381 1.357
α 2 ° 24.6 25.0 25.3 25.5 25.8 26.2 26.6
따라서, 블레이드 캐스케이드의 원주 둘레에서의 유출 압력의 균등화는 각각의 다음 구획에 있는 확산 베인의 선두 영역의 기울기의 증가에 의해 달성된다.
널리 공지된 구조를 갖는 요소, 예를 들어 밀봉제, 절연재, 오일 시스템, 하우징 및 로터 부품용 냉각 시스템, 지지체, 고정 기구 등은 본 발명에 따른 반응기의 바람직한 실시형태에 개시되지 않았으며, 이는 이들의 실시형태가 반응기 동작에 어떠한 영향도 미치지 않으며, 본 발명의 본질과 무관하기 때문이다.
당해 기술분야의 숙련자가 청구된 분야 전체를 통해 본 발명을 실시할 수 있도록 하기 위해, 상술한 반응기의 바람직한 실시형태 이외에도 하기 설명을 제공하는 것이 필요하다.
a) 현재 사용되는 임의의 유형의 탄화수소 공급 원료의 열분해를 위해 본 발명에 따른 반응기를 설계하는 것이 가능하다.
b) 하나 또는 수 개의 작업 공동을 갖는 본 발명에 따른 반응기를 설계하는 것이 가능하다. 기타 성분이 동일한 경우에 보다 큰 출력을 갖는 반응기는 보다 많은 수의 작업 공동을 가져야 하는 것이 바람직하다.
c) 본 발명에 따른 반응기에서, 노즐 캐스케이드는 축 방향 유동, 사선 유동 또는 방사 방향 유동 구성을 가질 수 있다. 확산 캐스케이드도 또한 축 방향 유동, 사선 유동 또는 방사 방향 유동 구성을 가질 수 있다.
d) 블레이드 캐스케이드 내로의 유입 및 이로부터의 유출 시의 유동이 음속 이하 또는 음속 이상 절대 및 상대 속도, 및 이들 속도의 축 성분을 임의의 가능한 조합으로 구비하는 본 발명에 따른 반응기를 설계하는 것이 가능하다.
e) 블레이드 캐스케이드의 블레이드 및 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드 중의 베인이 비틀어져 있거나 비틀어져 있지 않으며, 높이를 통해 일정하거나 가변적인 프로파일을 갖는 본 발명에 따른 반응기를 설계하는 것이 가능하다.
f) 본 발명에 따른 반응기에서 블레이드 캐스케이드를 통한 매질의 통과 횟수는 다양할 수 있다. 기타 성분이 동일한 경우에 블레이드 상의 원주 속도가 빠를수록 또는 반응기의 유입 포트에서의 유동 온도가 높을수록 보다 적은 상기 통과 횟수를 요구하며, 그 반대도 또한 가능하다.
g) 본 발명에 따른 반응기는 상술한 격벽을 구비하지 않을 수 있다. 이러한 경우, 이 같은 반응기의 신뢰할 수 있는 시동을 제공하기 위해, 블레이드는 압축기형 프로파일을 가져야 한다. 그러나 이 같은 반응기의 실시형태에 따르면 기타 성분(혼합물 조성물, 블레이드의 원주 속도)이 동일한 경우에 각각의 통과 동안에 공정 스트림으로 전달된 운동 에너지는 낮아질 것이고, 블레이드 캐스케이드를 통한 반응 공정 스트림의 필요한 통과 횟수는 반응기의 바람직한 실시형태와 비교할 때 증가할 것이다.
h) 특히 각각의 다음 베인 및 각각의 다음 베인 채널이 베인의 프로파일 및 피치의 변화로 인해 이전의 베인 및 이전의 베인 채널과는 상이하도록 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드의 기하학적 파라미터가 상술한 실시형태에서보다 점진적으로 증가하는 원주 방향에서 변하는 본 발명에 따른 반응기를 설계하는 것이 가능하다.
i) 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드의 기하학적 파라미터가 원주 방향에서 변하지 않는 본 발명에 따른 반응기를 설계하는 것이 가능하다. 이러한 경우, 블레이드 캐스케이드에 대한 입구에서의 압력, 및 이의 출구에서의 압력은 원주 방향에서 변할 것이다. 그러나 이는 로터 디스크와 하우징 부품 사이의 공극에서의 반경 방향 누수의 증가를 야기하고, 주요 스트림 외부로 이동하며 주요 스트림 중의 입자의 온도 이력과는 상이한 온도 이력을 갖는 유동 입자의 일부의 증가를 야기한다. 또한 이 같은 반응기에서 고정 베인 및 로터 블레이드 모두에 대해 최적의 유동 유입 및 유출 각도를 동시에 제공하는 것이 가능하지만, 이로 인해 기타 성분(혼합물 조성물, 블레이드의 원주 속도)이 동일한 경우에 블레이드에 의해 유동에 전달된 운동 에너지는 감소하고, 블레이드 캐스케이드를 통한 공정 스트림의 필요한 통과 횟수는 증가한다. 이 같은 반응기에서의 저급 올레핀의 수율은 바람직한 실시형태에 개시된 반응기에서보다 낮을 수 있지만, 이러한 수율은 열분해 관형로에서보다 높을 수 있다.
j) 가이드 후프 및/또는 하우징이 공정 스트림의 나선 유동을 위해 형성된 통로의 면적이 작업 공동의 길이를 따라 변하는 형태를 갖는 본 발명에 따른 반응기를 설계하는 것이 가능하다. 그러나 본 발명의 실시형태에 개시된 구조 변형체는 기술적 이점을 갖는다.
그로 인해, 본 발명은 바람직한 실시형태에 개시된 변형체에만 한정되지 않으며, 특허청구범위에 상응하는 임의의 변경 및 동등물을 포함한다.
현재, 전 세계적으로 저급 올레핀의 생산을 위해 약 350,000,000톤의 탄화수소 공급 원료가 매년 소비되고 있다. 이와 관련하여, 저분자량 올레핀의 제조를 위한 공급 원료의 소비의 감소가 매우 바람직하다. 본 발명에 따른 반응기는 이러한 문제점을 해결한다. 당업자의 측정에 따르면, 블레이드형 반응기가 구비되고 나프타 상에서 동작하는 시설에서 탄화수소 공급 원료의 유니트(unit) 당 에틸렌의 수율은 1.5배 증가할 수 있으며("에틸렌" 모드로 동작하는 경우), 반면에 에틸렌 및 프로필렌 수율의 합은 관형로가 구비된 현대 시설과 비교할 때 1.25 내지 1.3배 증가할 수 있다. 공급 원료가 석유 가스인 경우도 목적하는 생성물의 수율은 또한 증가할 수 있다.
본 발명에 따른 특별한 특징(일련의 블레이드를 구비한 로터, 블레이드의 상당히 작은 원주 속도, 및 블레이드의 상당히 낮은 온도)은 구조의 단순성을 제공하며, 현존하는 가스 터빈 기술 및 현존하는 재료를 사용하면서 이 같은 반응기를 제작할 가능성을 제공한다.
필요한 부속품을 구비하고 있는 현존하는 산업용 가스 터빈 엔진(GTE)은 본 발명에 다른 반응기를 위한 구동부(driver)로서 사용될 수 있다. GTE는 가스 터빈 발전소에서 사용하기 위해 설계되었으며, 이들은 양호한 생태학적 특징을 갖는다.
상이한 적용 조건은 본 발명에 따른 반응기를 설계하는 경우에 설명될 수 있다. 특히, 보다 큰 단위 출력을 갖는 블레이드형 반응기, 특정 유형의 공급 원료의 열분해를 위해 계획된 블레이드 반응기, 보다 높은 최종 수율의 목적하는 생성물을 얻기 위해 반응 구역에서 감소한 압력 수준을 갖는 반응기 등을 설계하는 것이 가능하다.

Claims (3)

  1. 축 방향 유동 블레이드 캐스케이드를 형성하는 블레이드가 구비된 로터, 및
    상기 로터와 고정 베인을 둘러싸며 유입 포트 및 유출 포트를 구비한 하우징을 포함하는 탄화수소의 열분해용 블레이드형 반응기로서,
    - 고정 가이드 환형 형상의 후프(fixed guide torus-shaped hoop)는 상기 하우징 내에 설치되고, 상기 후프는 상기 블레이드의 말단에 인접하며, 상기 하우징은 통로가 형성되도록 로터 주변부 및 상기 후프를 둘러싸며, 상기 통로의 정점 단면(meridian section)은 링 형태를 갖고;
    - 하나의 파티션 또는 수 개의 파티션은 로터 축에 대해 대칭적으로 통로에 설치되고, 상기 하나의 파티션 또는 수 개의 파티션은 하나 또는 수 개의 동일한 작업 공동(cavity)을 한정하되, 상기 유입 포트는 로터 회전 방향에서 각각의 파티션 바로 다음에 위치하는 반면, 상기 유출 포트는 로터 회전 방향에서 각각의 파티션 바로 앞에 위치하고;
    - 상기 고정 베인은 노즐 캐스케이드를 형성하는 노즐 베인 및 확산 캐스케이드를 형성하는 확산 베인을 포함하고, 상기 노즐 캐스케이드 및 확산 캐스케이드는 상기 블레이드 캐스케이드의 상류 및 하류에 위치한 각각의 작업 공동 내에 각각 위치하여, 상기 확산 캐스케이드의 출구와 상기 노즐 캐스케이드의 입구 사이에 베인이 없는 공간이 형성되도록 하고, 또한 상기 노즐 캐스케이드, 상기 블레이드 캐스케이드 및 상기 확산 캐스케이드의 기하학적 파라미터는 상기 로터가 회전하는 경우, 각각의 작업 공동 내의 유체가 상기 노즐 캐스케이드, 상기 블레이드 캐스케이드, 상기 확산 캐스케이드 및 상기 베인이 없는 공간을 반복하여 연속적으로 선회하는 나선 궤도를 따라 상기 유입 포트로부터 상기 유출 포트로 이동하도록 상기 유체에 힘이 가해지도록 정해지며;
    - 이러한 베인이 없는 공간에서 상기 하우징과 상기 가이드 후프 사이의 간극은 동작 시에 상기 캐스케이드의 길이 전반에 걸쳐 상기 확산 캐스케이드의 출구에서 실제로 동일한 압력을 제공하기에 충분히 큰 것인, 탄화수소의 열분해용 블레이드형 반응기.
  2. 제 1 항에 있어서,
    각각의 작업 공동은 그 내부에 격벽(bulkhead)을 구비하여 상기 로터 회전 방향에서 개개의 파티션 바로 다음에 배열된 일군의 노즐 베인들을 상기 작업 공동 내에 있는 나머지 노즐 베인들로부터 분리시킴으로써, 상기 분리된 일군의 노즐 베인들과 상기 개개의 유입 포트를 연결시키는 채널이 형성되도록 한 것을 특징으로 하는, 탄화수소의 열분해용 블레이드형 반응기.
  3. 삭제
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Families Citing this family (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP3126043A1 (en) 2014-03-31 2017-02-08 Danmarks Tekniske Universitet Rotor for a pyrolysis centrifuge reactor
ES2712625T3 (es) * 2014-07-03 2019-05-14 Coolbrook Oy Proceso y reactor del tipo de máquina rotatoria
US11059018B2 (en) * 2018-05-16 2021-07-13 Dresser-Rand Company Turbomachine chemical reactor and method for cracking hydrocarbons in a process fluid
CN112672817B (zh) * 2018-09-20 2022-04-26 迪傲公司 涡轮机型化学反应器
US11834611B2 (en) 2019-01-17 2023-12-05 His Majesty The King In Right Of Canada, Represented By The Minister Of Natural Resources Reactor and method for ablative centrifuge pyrolysis
EP3715320A1 (en) * 2019-03-27 2020-09-30 Siemens Aktiengesellschaft Method for generating a gas-product
US20230132471A1 (en) 2020-07-09 2023-05-04 Basf Antwerpen N.V. Method for steam cracking
US11629858B2 (en) * 2021-03-22 2023-04-18 Raytheon Technologies Corporation Turboexpander inter-stage heating and NH3 cracking
RU2760381C1 (ru) * 2021-06-09 2021-11-24 Юрий Фёдорович Юрченко Способ пиролитического разложения газообразных углеводородов и устройство для его осуществления
WO2024025520A1 (en) * 2022-07-27 2024-02-01 Dresser-Rand Company Supersonic diffuser for turbomachinery arranged to impart thermal energy to a process fluid

Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
GB1237363A (en) * 1967-03-29 1971-06-30 Nat Res Dev Improved rotary, bladed, circumferential fluid-flow machines

Family Cites Families (16)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US1137590A (en) * 1910-08-22 1915-04-27 Colonial Trust Co Reentrant turbine.
US3932064A (en) 1972-02-23 1976-01-13 The Secretary Of State For Defense In Her Britannic Majesty's Government Of The United Kingdom Of Great Britain And Northern Ireland Rotary bladed fluid flow machine
GB1420600A (en) 1972-02-23 1976-01-07 Secr Defence Rotary bladed compressors
US4134824A (en) 1977-06-07 1979-01-16 Union Carbide Corporation Integrated process for the partial oxidation-thermal cracking of crude oil feedstocks
NL190243C (nl) 1977-07-05 1993-12-16 Kinetics Technology Werkwijze voor het thermisch kraken van koolwaterstoffen.
US4279570A (en) * 1978-03-31 1981-07-21 The Garrett Corporation Energy transfer machine
US4325672A (en) 1978-12-15 1982-04-20 The Utile Engineering Company Limited Regenerative turbo machine
FR2546174B1 (fr) 1983-05-20 1986-09-19 Rhone Poulenc Chim Base Procede de vapocraquage d'hydrocarbures
US4724272A (en) 1984-04-17 1988-02-09 Rockwell International Corporation Method of controlling pyrolysis temperature
GB8817789D0 (en) * 1988-07-26 1988-09-01 Moore A Regenerative turbomachines
US5219530A (en) 1991-02-15 1993-06-15 Board Of Regents Of The University Of Washington Apparatus for initiating pyrolysis using a shock wave
US5389232A (en) 1992-05-04 1995-02-14 Mobil Oil Corporation Riser cracking for maximum C3 and C4 olefin yields
DE4228879A1 (de) * 1992-08-29 1994-03-03 Asea Brown Boveri Axialdurchströmte Turbine
NO175847C (no) 1992-10-09 1994-12-21 Olav Ellingsen Fremgangsmåte ved selektiv og/eller uselektiv fordamping og/eller spalting av særlig hydrokarbonforbindelser i væskeform, og innretning for gjennomföring av slik fremgangsmåte
RU2124039C1 (ru) 1998-02-27 1998-12-27 Товарищество с ограниченной ответственностью "Научно-производственная фирма "Пальна" Способ получения низших олефинов, реактор для пиролиза углеводородов и аппарат для закалки газов пиролиза
US6538169B1 (en) 2000-11-13 2003-03-25 Uop Llc FCC process with improved yield of light olefins

Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
GB1237363A (en) * 1967-03-29 1971-06-30 Nat Res Dev Improved rotary, bladed, circumferential fluid-flow machines

Also Published As

Publication number Publication date
EP2412430A4 (en) 2015-07-22
CA2766338C (en) 2016-10-18
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KR20110130510A (ko) 2011-12-05
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UA100630C2 (ru) 2013-01-10
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CA2766338A1 (en) 2010-09-30
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EA019057B1 (ru) 2013-12-30
EA201171157A1 (ru) 2012-03-30
JP5631969B2 (ja) 2014-11-26

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