WO2008141939A2 - Échangeur de chaleur pour oxygène - Google Patents

Échangeur de chaleur pour oxygène Download PDF

Info

Publication number
WO2008141939A2
WO2008141939A2 PCT/EP2008/055615 EP2008055615W WO2008141939A2 WO 2008141939 A2 WO2008141939 A2 WO 2008141939A2 EP 2008055615 W EP2008055615 W EP 2008055615W WO 2008141939 A2 WO2008141939 A2 WO 2008141939A2
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
oxygen
exchanger according
gas
exchanger
rich gas
Prior art date
Application number
PCT/EP2008/055615
Other languages
English (en)
Other versions
WO2008141939A8 (fr
WO2008141939A3 (fr
Inventor
Olivier Douxchamps
Eric Baudelet
Bertrand Leroux
Gabriel Constantin
Rémi Tsiava
Bruno Symoens
Original Assignee
Agc Flat Glass Europe Sa
L'air Liquide
Priority date (The priority date 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 date listed.)
Filing date
Publication date
Priority to CN200880019510.6A priority Critical patent/CN101711338B/zh
Application filed by Agc Flat Glass Europe Sa, L'air Liquide filed Critical Agc Flat Glass Europe Sa
Priority to MX2009012108A priority patent/MX345767B/es
Priority to JP2010506926A priority patent/JP2010526979A/ja
Priority to BRPI0811149-9A2A priority patent/BRPI0811149A2/pt
Priority to US12/599,580 priority patent/US20100258263A1/en
Priority to EP08750136A priority patent/EP2145151A2/fr
Priority to EP14187943.7A priority patent/EP2824409B1/fr
Priority to EA200901508A priority patent/EA018231B1/ru
Publication of WO2008141939A2 publication Critical patent/WO2008141939A2/fr
Publication of WO2008141939A3 publication Critical patent/WO2008141939A3/fr
Publication of WO2008141939A8 publication Critical patent/WO2008141939A8/fr
Priority to US13/730,727 priority patent/US9803860B2/en
Priority to US15/488,171 priority patent/US10422529B2/en

Links

Classifications

    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23L—SUPPLYING AIR OR NON-COMBUSTIBLE LIQUIDS OR GASES TO COMBUSTION APPARATUS IN GENERAL ; VALVES OR DAMPERS SPECIALLY ADAPTED FOR CONTROLLING AIR SUPPLY OR DRAUGHT IN COMBUSTION APPARATUS; INDUCING DRAUGHT IN COMBUSTION APPARATUS; TOPS FOR CHIMNEYS OR VENTILATING SHAFTS; TERMINALS FOR FLUES
    • F23L15/00—Heating of air supplied for combustion
    • F23L15/04—Arrangements of recuperators
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C03—GLASS; MINERAL OR SLAG WOOL
    • C03B—MANUFACTURE, SHAPING, OR SUPPLEMENTARY PROCESSES
    • C03B5/00—Melting in furnaces; Furnaces so far as specially adapted for glass manufacture
    • C03B5/16—Special features of the melting process; Auxiliary means specially adapted for glass-melting furnaces
    • C03B5/235—Heating the glass
    • C03B5/2353—Heating the glass by combustion with pure oxygen or oxygen-enriched air, e.g. using oxy-fuel burners or oxygen lances
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
    • F28D—HEAT-EXCHANGE APPARATUS, NOT PROVIDED FOR IN ANOTHER SUBCLASS, IN WHICH THE HEAT-EXCHANGE MEDIA DO NOT COME INTO DIRECT CONTACT
    • F28D7/00—Heat-exchange apparatus having stationary tubular conduit assemblies for both heat-exchange media, the media being in contact with different sides of a conduit wall
    • F28D7/16—Heat-exchange apparatus having stationary tubular conduit assemblies for both heat-exchange media, the media being in contact with different sides of a conduit wall the conduits being arranged in parallel spaced relation
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
    • F28F—DETAILS OF HEAT-EXCHANGE AND HEAT-TRANSFER APPARATUS, OF GENERAL APPLICATION
    • F28F19/00—Preventing the formation of deposits or corrosion, e.g. by using filters or scrapers
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
    • F28F—DETAILS OF HEAT-EXCHANGE AND HEAT-TRANSFER APPARATUS, OF GENERAL APPLICATION
    • F28F21/00—Constructions of heat-exchange apparatus characterised by the selection of particular materials
    • F28F21/08—Constructions of heat-exchange apparatus characterised by the selection of particular materials of metal
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
    • Y02E20/00—Combustion technologies with mitigation potential
    • Y02E20/34—Indirect CO2mitigation, i.e. by acting on non CO2directly related matters of the process, e.g. pre-heating or heat recovery
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P40/00—Technologies relating to the processing of minerals
    • Y02P40/50—Glass production, e.g. reusing waste heat during processing or shaping

Definitions

  • the present invention relates to heat exchangers for heating oxygen or a gas rich in oxygen, which are intended for supplying glass melting furnace burners.
  • the choice of this type of energy is controlled by economic reasons given the importance of energy consumption.
  • As an indication of the usual melting furnaces producing between 600 and 900 tons per day of glass require an available power of the order of 50 to 80 megawatts.
  • regenerators are towers lined with refractory in which the combustion gases are first passed to heat the refractories, and in which, in a second time, the air used in the combustion is passed to be heated.
  • the alternation of these times leads to a very specific furnace structure.
  • the burners are thus on both sides of the melting basin as well as the regenerators associated with them and are generally situated on the opposite side to the active burners. It is not possible to use regenerators to heat the oxygen.
  • the generators are always the seat of particle deposits carried by the combustion gases, even if they are previously dusted. The contact of hot oxygen with these deposits is not without risks. It is also difficult to guarantee perfect sealing of these regenerators.
  • the air passage and possible leaks are safe but it is not the same for oxygen.
  • the object of the invention is therefore to propose solutions that make the use of oxygen, or hot oxygen-rich gases, attractive in the burners of glass melting furnaces, and in particular in furnaces of large capacity.
  • the invention also proposes to provide solutions which make this use sufficiently safe, despite the particular technical requirements which are attached to the implementation of oxygen at high temperature.
  • the above considerations relating to the use of hot oxygen also apply to gaseous mixtures, in particular with air, in which the oxygen content is sufficiently high.
  • their oxygen content is not less than 50%.
  • the invention is applicable to gas mixtures whose oxygen content is at least 80%.
  • the heating of oxygen, or oxygen-rich gas, for feeding the furnace burners is conducted in exchangers whose exchange capacity is voluntarily limited, without thereby minimizing the temperature at which the oxygen or the oxygen-rich gas is carried.
  • the temperature of the oxygen or oxygen-rich gas at the outlet of the exchanger is not less than 300 ° C. and preferably not less than 400 ° C., and the power exchanged in the exchanger for carrying oxygen at these temperatures according to the invention is between 20 and 30OkW, preferably between 40 and 25OkW and particularly preferably between 80 and 170kW.
  • the burners used develop significant powers of the order of 1 to 6 MW leading to an oxygen consumption of the order of 200 to 1200 Nm. 3 oxygen per hour.
  • each exchanger feeds hot oxygen, or oxygen-rich gas, advantageously and simultaneously, at most three separate burners, each burner may comprise several injection nozzles in the manner as they are presented for example in EP 1 194 719.
  • the use of the exchangers according to the invention should preferably lead to limited dimensions, which implies a well-defined mode of operation and in particular, the fact that their conduct makes it possible to develop the power required while keeping the exchange surface as small as possible.
  • the exchangers for heating the oxygen, or the oxygen-rich gas advantageously have a power per oxygen contact surface unit with the exchange walls of between 5 and 15 kW / m 2 , and preferably between 7 and 12kW / m 2 .
  • the surface considered is that of the wall which separates the oxygen or the oxygen-rich gas from the heat-transfer gas.
  • the exchangers used according to the invention must have a structure as simple as possible to avoid the risk of erosion and leakage, because of the aggressiveness of hot oxygen vis-à-vis materials used.
  • the exchangers according to the invention are preferably of the tubular type, the oxygen, or the oxygen-rich gas circulating in a bundle of tubes outside which the heat-transfer gas circulates.
  • a first way to promote this exchange is to increase the speed of circulation of gases and in particular oxygen, or oxygen-rich gas.
  • oxygen or oxygen-rich gas.
  • increasing speed is a risk factor.
  • the risk is all the more significant as the hot oxygen is likely to cause particles that can react with oxygen and / or whose impact on the walls promotes rapid erosion that is added to that resulting from the friction of oxygen itself.
  • the dimensions of the elements of the exchanger are advantageously fixed so that to obtain the necessary power, the speed of oxygen or oxygen-rich gas is not greater than 120m / s at any point of the exchanger, and preferably not more than 100m / s.
  • the exchangers according to the invention are also dimensioned such that, for the powers sought, the pressure of the oxygen or oxygen-rich gas in the exchanger does not exceed 3 bars and preferably not
  • the energy supply for heating the oxygen or the oxygen-rich gas comes from the combustion gases, either directly by circulation in the exchanger, or preferably indirectly via a fluid which has itself been preheated by an exchange with the combustion gases.
  • the intermediate gas in the event of this double exchange is advantageously inert vis-à-vis the oxygen. It is preferably air, nitrogen, CO 2 , water vapor or a mixture of these gases.
  • the intermediate gas may consist of a mixture of the inert gases indicated above and a part of the previously dust-free combustion gases.
  • the temperature of the fumes can be up to 1550 ° C. and is most often between 1250 and 1450 ° C., and are higher than the temperatures at which the oxygen can be carried without degrading too intensely the material of the walls with which it to be in contact.
  • the coolant consisting of air the temperature of the latter after heating by the combustion gases, is preferably between 450 and 1000 0 C, and particularly preferably between 600 and 800 0 C.
  • the temperature of the hot oxygen, or gases rich in oxygen, as it results from heat exchange remains within limits for which the choice of materials made according to the invention makes it possible to avoid excessive corrosion of installation.
  • This temperature does not ordinarily exceed 900 ° C., and preferably is at most 700 ° C.
  • the materials constituting the exchanger, and in the first place those in contact with the hot oxygen must be selected so as to ensure good resistance to oxidation by gases and in particular oxygen in these temperature conditions.
  • the resistance sought has several aspects. It's not just about preventing violent oxidation of materials in the form of combustion thereof, it is also a question of preventing an alteration of the surface in contact with oxygen, an alteration which, not only in the long term, may lead to the perforation of the walls, but moreover it is appropriate in certain cases to prevent the pulling of particles which are likely to disturb the subsequent reaction and / or to pollute the products prepared by means of the combustion maintained with this hot oxygen.
  • the exchanger to receive gases comprising at least 50% oxygen at a temperature which is not lower than 300 ° C. is constituted, at least for the walls directly in contact with these gas, a metal alloy that satisfies the following test protocol.
  • a sample of the metal alloy according to the invention placed in an atmosphere corresponding to the oxygen-rich gas that must circulate in the installation and at the highest temperature encountered in the installation, does not present a weight gain of more than 0.1 mg / cm 2 of exposed surface after 1000 cycles each comprising maintaining at the maximum temperature provided for 1 hour, each plateau at this temperature being followed by a return to ambient temperature.
  • the feeding of the burners of the glass furnaces being preferably carried out with a gas whose oxygen content is preferably greater than 80% and can reach 100%, the test indicated above must advantageously be satisfied for these contents.
  • the metal alloy chosen supports the same test but whose target temperature is at least 500 ° C., and to satisfy the extreme conditions envisaged, the alloy satisfies the test in which this highest test temperature is at least 600 0 C, and can pass this test even for temperatures of 800 0 C.
  • the most suitable alloys for producing the exchanger according to the invention in a self-combustion test in an oxidizing atmosphere, a test corresponding to the ASTM G-124 standard, resist this combustion at least until pressures of 3 bar, and preferably at least up to pressures of 10 bar.
  • alloys advantageously used and responding positively to the corrosion test when they are used in temperature ranges greater than 550 ° C., include ferritic-type stainless alloys whose Cr content is between 12 and 30% by weight. weight, and which at the same time include AI at the rate of 1 to
  • ferritic type alloys For ferritic type alloys, they become brittle when in temperature ranges of between 400 and 500 ° C. ("embrittlement"). For these reasons, the use of these alloys must take into account the parts considered and the conditions, in particular temperature, prevailing in the exchanger. Parts of the exchanger exposed to hot oxygen can also be made in alloys rich in Ni and Cr, and comprising Ni contents greater than 25% by weight and simultaneously comprising from 10 to 30% of Cr. The Ni content can be up to 75% or more.
  • alloys differ from each other in particular in their mechanical properties. Moreover, in their choice, it may be necessary to take into account limitations specific to the intended use. If alloys with a high Ni content are easy to work with, in flat glass production plants, the risk posed by the presence of Ni, the possible entrainment of particles, must be carefully avoided because of the risks of formation in the glass sheets of nickel sulphide generator breaks.
  • alloys are resistant to high temperature corrosion by forming a protective film of chromium oxide or alumina.
  • the chromium content of the alloy must be high enough to prevent the formation of nickel oxide nodules, which have a rapid increase, and the possible entrainment would be likely to create nickel sulphide in the leaves of glass, generator breaks.
  • Ni-rich alloys meeting the stated requirements are those commonly referred to as Inconel 600H, 600L, Incoloy 800H
  • alloys whose chromium content is greater than 16% and particularly preferably 20 to 30%.
  • Ni-rich alloys meeting the stated requirements are those commonly referred to as Inconel 600H, 600L, 601, 617, 625, Incoloy 800H and 800HT. It is still possible to use an alloy such as 316L stainless steel and 310, easy to work, but the longevity is then less well guaranteed.
  • the rate of circulation of the highly oxidizing gases at high temperature is a risk factor for erosion, this can be increased by particles carried by these gases. Initially the gases are well free of solid particles, but these can come from the installation itself. The walls of the pipes and heat exchangers subjected to the corrosion of these gases can indeed release particles whose impact on the downstream elements is also generating erosion and the stronger the higher the velocity of the gases. .
  • the surface condition of the walls of the exchanger is likely to influence the corrosion resistance.
  • the surfaces of the walls of the exchanger according to the invention in contact with oxygen-rich gases are polished and do not have a roughness of more than 6 micrometers ( ⁇ ).
  • ⁇ micrometers
  • the roughness is less than 4 ⁇ and most advantageously is at most equal to 2 ⁇ .
  • FIG. 1 is a schematic sectional illustration of a gaseous exchanger used according to the invention for heating oxygen or a gas rich in oxygen;
  • FIG. 2 is an enlarged partial view of the end of the exchanger shown in FIG. 1;
  • FIG. 3 shows a detail of the partial section A of Figure 2.
  • the general structure of the exchanger is of the traditional type for gas exchangers. It has an enclosure 1 wrapping a bundle of tubes 2. The tubes are fixed inside the enclosure by plates 3, 4.
  • the plates form a sealed wall defining the zone of the enclosure in which circulates the heat transfer gas.
  • the circulation of the heat-carrying gas and the oxygen or the gas rich in oxygen advantageously takes place countercurrently.
  • the hot heat transfer gas enters the enclosure via the conduit 11, and leaves via the conduit 12 after having traveled through the circuit formed by baffles 13, 14, 15 inside the enclosure.
  • the oxygen or oxygen-rich gas circulates in the tubes 2 along a substantially straight path. It enters cold end 16, and hot spring at the end 17 to be led to the burners.
  • these tubes end with a flared part.
  • This arrangement facilitates the flow of oxygen and its expansion and consequently a certain slowdown.
  • this flare is of frustoconical shape with an opening angle ⁇ .
  • the caps, and especially the 6 disposed at the oxygen outlet are located at a distance from the ends of the tubes 2. In this way the speed of the oxygen along the walls of the cap is significantly reduced compared with to that which it presents at the exit of the tubes.
  • this cap 6 is also chosen so that the progression of the hot oxygen meets the wall of the cap following a low incidence minimizing the impact.
  • the wall of the cap is, for example, at an angle of approximately 20 to 30 degrees with respect to the direction of the tubes 2.
  • the section of the cap is gradually reduced to the connection with the outlet pipe.
  • the sizing of the tubes and their distribution are such that the speed and pressure conditions indicated above are fulfilled for the flow rates used.
  • the heat exchanger to be operated continuously for very long periods, despite the precautions to avoid wear of the elements that constitute it, it may happen that a tube no longer has the necessary seal.
  • the exchanger is assembled in such a way that the faulty tube can be obstructed at both ends. The operation requires the removal of hats. After the defective tube is taken out of service, the heat exchanger is again usable with a little modified efficiency in proportion to the number of active tubes remaining.
  • the samples consist of metal alloy plates 2mm thick and 20x20mm.
  • the surface condition of the samples shows a certain importance as regards the sensitivity to oxidation. For this reason one face of each of these plates is polished with an abrasive sheet of SiC up to 1200 grain. The other face is left in its original state, that resulting from industrial rolling.
  • the preceding measurements simultaneously comprise the oxidation of the two faces of the sample. Since only one side is polished, the measurement of the oxidation obtained is consequently greater than that which would be observed in practice, when the surface in contact with oxygen is polished.
  • the analysis of the modification of the compositions on the surface, and in particular the reduction of the Cr content, is a means of assessing the risk of formation of detachable particles.
  • the presence of Cr at a content of not less than 7% guarantees the formation of a protective layer preventing the formation of scales.
  • the thickness of the walls may be relatively less thick than was suggested by the prior art. Longevity simulations based on these results lead to walls for the tubes of the exchangers according to the invention, whose thickness may not be greater than 3mm. This thickness can even be equal to or less than 2.5mm.
  • the relatively small thickness of the walls of the tubes of the exchanger promotes heat transfer and therefore increases the power available for the same exchange surface.
  • an exchanger according to the invention is constituted as follows. It consists of a bundle of 40 Inconel 600 tubes. The outer diameter of the tubes is 17.2mm and the wall thickness is 2.3mm. The tubes have a length of 4000mm.
  • the exchange surface in contact with oxygen is then 8.4 m 2 .
  • the heat-transfer gas (dust-free air) enters the exchanger at a temperature of 650 ° C.
  • the heat-transfer gas flow rate is set at 750 Nm 3 / h.
  • the oxygen flow rate is 400 Nm 3 / h. Entering at room temperature the oxygen is heated to 550 ° C.
  • the speed of the oxygen in the pipes is 67 m / s, and the pressure drop in the exchanger is less than 0.15 bar.
  • a safety system comprising a pressure switch, maintains the pressure in the exchanger at less than lbar.
  • the nominal power of the exchanger is 84kW, that per unit area is 9.7kW / m 2 .
  • the exchanger supplies oxygen to a glass melting furnace burner with a power of 2MW.
  • the complete furnace is supplied with oxygen by exchangers similarly sized.
  • the power of each of these exchangers is adapted to best distribute the total power required for driving the oven.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Combustion & Propulsion (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Heat-Exchange Devices With Radiators And Conduit Assemblies (AREA)
  • Glass Melting And Manufacturing (AREA)
  • Air Supply (AREA)
  • Gas Burners (AREA)
  • Filling Or Discharging Of Gas Storage Vessels (AREA)

Abstract

La présente invention concerne un échangeur de chaleur pour alimentation en oxygène ou mélange gazeux comportant au moins 50% d'oxygène dont la température à la sortie de l'échangeur n'est pas inférieure à 300°C et de préférence supérieure à 400°C, l'oxygène ou gaz riche en oxygène alimentant un ou plusieurs brûleurs d'un four de fusion du verre, la chaleur des gaz de combustion étant utilisés directement ou indirectement pour chauffer l'oxygène ou le gaz riche en oxygène dans l'échangeur, dans lequel la puissance d'échange est comprise entre 20 et 300 kW, de préférence entre 40 et 250 kW, et de manière particulièrement préférée entre 80 et 170 kW.

Description

Echangeur de chaleur pour oxygène
La présente invention concerne les échangeurs de chaleur destinés à chauffer de l'oxygène ou un gaz riche en oxygène, lesquels sont destinés à l'alimentation de brûleurs de four de fusion du verre.
Les fours de fusion du verre et parmi ceux-ci, ceux dont la capacité de production est la plus importante, à savoir les fours alimentant les "floats" produisant le verre plat, sont très généralement équipés de brûleurs fonctionnant avec des combustibles fossiles et de l'air. Le choix de ce type d'énergie est commandé par des raisons économiques compte tenu de l'importance de la consommation énergétique. A titre indicatif des fours de fusion habituels produisant entre 600 et 900 tonnes par jour de verre nécessitent une puissance disponible de l'ordre de 50 à 80 mégawatt.
L'utilisation de ces fours conduit non seulement à une consommation énergétique très importante, mais également au rejet de gaz de combustion très volumineux. Pour ces raisons des efforts constants sont déployés pour réduire le plus possible les coûts énergétiques et ceux de traitement de ces gaz de combustion.
La pratique actuellement la plus répandue, qui utilise comme comburant l'air, ne conduit pas à la consommation d'énergie la plus faible possible du fait que l'azote de l'air est également porté à haute température et absorbe en conséquence une part significative de l'énergie libérée par la combustion, énergie dont une partie est perdue mêmes si les fumées font l'objet d'un récupération. Par ailleurs de manière bien connue la présence d'azote conduit à la formation des oxydes responsables des pluies dites acides.
Pour ces raisons des solutions mettant en oeuvre non pas de l'air mais de l'oxygène ou des gaz riches en oxygène ont été élaborées et trouvent déjà quelques applications. L'utilisation systématique d'oxygène se heurte cependant à des difficultés pratiques et économiques. Pour les difficultés économiques intervient en premier le coût de l'oxygène nécessaire. Le gain en bilan d'énergie doit plus que compenser le coût supplémentaire de l'oxygène. Les investissements en matériel spécifique sont aussi d'importance dans l'économie du système, qu'il s'agisse des brûleurs, des alimentations ou, comme étudié ci-après, des échangeurs. En pratique, l'alimentation continue en oxygène de ces ensembles de grande envergure, nécessite des installations de production sur site ou d'alimentation par gazoduc, l'un comme l'autre conduisant à des investissements très importants.
Compte tenu des charges imposées par l'utilisation de l'oxygène, ou de gaz riche en oxygène, dans ces fours de fusion du verre, pour atteindre à un bilan économique satisfaisant, il est nécessaire d'optimiser les choix effectués.
Il apparaît que le meilleur bilan énergétique nécessite de faire fonctionner les brûleurs avec de l'oxygène et des combustibles préchauffés, en utilisant pour ce préchauffage une partie au moins des gaz de combustion.
Si l'usage est bien préconisé de l'utilisation d'oxygène chaud, la mise en pratique requiert des solutions nouvelles pour la constitution de ces installations comme pour leur conduite. Ainsi traditionnellement l'air utilisé pour les brûleurs est préchauffé dans des régénérateurs. Il s'agit de tours garnies de réfractaires dans lesquelles on fait passer les gaz de combustion dans un premier temps pour chauffer les réfractaires, et dans lesquelles, dans un second temps, l'air utilisé dans la combustion est passé pour être réchauffé. L'alternance de ces temps conduit à une structure de four bien spécifique. Les brûleurs sont ainsi de part et d'autre du bassin de fusion de même que les régénérateurs qui leurs sont associés et sont généralement situés du côté opposé aux brûleurs actifs. II n'est pas possible d'utiliser des régénérateurs pour réchauffer l'oxygène. Les générateurs se trouvent systématiquement le siège de dépôts de particules véhiculées par les gaz de combustion, même si ceux-ci sont préalablement dépoussiérés. Le contact d'oxygène chaud avec ces dépôts n'est pas sans risques. Il est par ailleurs difficile de garantir une parfaite étanchéité de ces régénérateurs. Le passage d'air et les fuites éventuelles sont sans danger mais il n'en est pas de même pour ce qui concerne l'oxygène.
L'utilisation d'échangeurs thermiques soulève aussi de délicats problèmes de résistance des matériaux au contact de l'oxygène chaud. Devant ces difficultés, et compte tenu des contraintes économiques, l'utilisation d'oxygène chaud n'a pas trouvé d'application significative dans de grandes installations du type de celles des fours de fusion du verre de grande capacité.
L'invention a donc pour but de proposer des solutions qui rende attractive l'utilisation d'oxygène, ou de gaz riches en oxygène chauds, dans les brûleurs de fours de fusion du verre, et notamment dans les fours de grande capacité. L'invention se propose aussi de fournir des solutions qui rendent cette utilisation suffisamment sûre, en dépit des exigences techniques particulières qui s'attachent à la mise en oeuvre de l'oxygène à haute température.
Les risques liés à l'utilisation de l'oxygène se présentant dans l'installation à partir du moment ou la température s'élève, les inventeurs ont porté toute leur attention sur les dispositifs qui se situent au contact de cet oxygène chaud, et en particulier aux échangeurs qui renferment des quantités importantes de cet oxygène et dont la construction doit permettre un fonctionnement sans défaillance pendant de très longues périodes en raison des difficultés que représentent toute intervention de maintenance ou réparation.
Les considérations précédentes relatives à l'utilisation d'oxygène chaud, s'appliquent aussi aux mélanges gazeux, notamment avec de l'air, dans lesquels la teneur en oxygène est suffisamment élevée. En pratique, pour que l'utilisation de ces mélanges gazeux reste avantageuse, leur teneur en oxygène n'est pas inférieur à 50%. Cette condition s'applique à l'invention présentée dans la suite. De façon préférée, l'invention s'applique à des mélanges gazeux dont la teneur en oxygène est d'au moins 80%.
Selon l'invention le chauffage de l'oxygène, ou du gaz riche en oxygène, pour l'alimentation des brûleurs du four est conduit dans des échangeurs dont la puissance d'échange est volontairement limitée, sans pour autant minimiser la température à laquelle l'oxygène ou le gaz riche en oxygène est porté.
Pour bénéficier suffisamment de l'avantage sur le bilan énergétique, la température de l'oxygène ou du gaz riche en oxygène à la sortie de l'échangeur n'est pas inférieure à 3000C et de préférence pas inférieure à 4000C, et la puissance échangée dans l'échangeur pour porter l'oxygène à ces températures selon l'invention est comprise entre 20 et 30OkW, de préférence comprise entre 40 et 25OkW et de façon particulièrement préférée entre 80 et 17OkW.
Des puissances inférieures à celles préconisées ne sont pas économiques et rendent le système peu compétitif. Des puissances plus élevées sont susceptibles de conduire à des difficultés pour ce qui concerne la commodité et surtout la sécurité de mise en oeuvre de ces échangeurs.
Dans les fours traditionnels de fusion du verre, au moins pour ceux de grande capacité, les brûleurs mis en oeuvre développent des puissances importantes de l'ordre de 1 à 6 MW conduisant à une consommation d'oxygène de l'ordre de 200 à 1200Nm3 d'oxygène par heure.
Compte tenu de la puissance et par suite de la consommation de chacun des brûleurs typiquement utilisés dans ces fours, les échangeurs selon l'invention ne sont associés qu'à un petit nombre de brûleurs. Chaque échangeur n'alimente en oxygène chaud, ou gaz riche en oxygène, qu'avantageusement et simultanément, au plus trois brûleurs distincts, chaque brûleur pouvant comporter plusieurs buses d'injection suivant les modalités telles qu'elles sont présentées par exemple dans EP 1 194 719.
Cette disposition qui conduit à multiplier les échangeurs, est garante d'une meilleure sécurité de l'installation par la limitation des dimensions et de la capacité de chaque échangeur, mais aussi de façon significative de la longueur des canalisations en aval des échangeurs et conduisant jusqu'aux brûleurs.
Pour rester avantageuse du point de vue économique, la mise en oeuvre des échangeurs selon l'invention doit de préférence conduire à des dimensions limitées, ce qui implique un mode de fonctionnement bien déterminé et en particulier, le fait que leur conduite permet de développer la puissance requise tout en maintenant la surface d'échange aussi petite que possible.
Selon l'invention les échangeurs pour chauffer l'oxygène, ou le gaz riche en oxygène, présentent avantageusement une puissance par unité de surface de contact de l'oxygène avec les parois d'échange comprise entre 5 et 15kW/m2, et de préférence comprise entre 7 et 12kW/m2. La surface considérée est celle de la paroi qui sépare l'oxygène ou le gaz riche en oxygène du gaz caloporteur.
La construction des échangeurs utilisés selon l'invention doit présenter une structure aussi simple que possible pour éviter les risques d'érosion et de fuite, en raison de l'agressivité de l'oxygène chaud vis-à-vis de matériaux mis en oeuvre. Par commodité les échangeurs selon l'invention sont de préférence de type tubulaire, l'oxygène, ou le gaz riche en oxygène, circule dans un faisceau de tubes à l'extérieur desquels circule le gaz caloporteur.
Pour garantir les puissances indiquées précédemment, et en particulier les puissances par unité de surface, en maintenant ces surfaces aussi petites que possible, il est nécessaire d'optimiser les conditions d'échange thermique.
Un premier moyen pour favoriser cet échange consiste à accroître la vitesse de circulation des gaz et en particulier de l'oxygène, ou du gaz riche en oxygène. Dans cette perspective cependant il est nécessaire encore une fois de tenir compte de ce que l'accroissement de la vitesse est un facteur de risque. Le risque est d'autant plus significatif que l'oxygène chaud est susceptible d'entraîner des particules qui peuvent réagir avec l'oxygène et/ou dont l'impact sur les parois favorise une érosion rapide qui s'ajoute à celle qui résulte de la friction de l'oxygène lui-même.
Pour tenir compte de ce risque, selon l'invention, les dimensions des éléments de l'échangeur sont avantageusement fixées de telle sorte que pour obtenir la puissance nécessaire, la vitesse de l'oxygène ou du gaz riche en oxygène ne soit pas supérieure à 120m/s en aucun point de l'échangeur, et de préférence ne soit pas supérieure à lOOm/s.
Outre la température et la vitesse de l'oxygène, on sait que le risque d'inflammation notamment est encore dépendant de la pression. Si une augmentation de pression conduit à réduire le volume, et par suite la vitesse dans l'échangeur, une modification de cette nature est aussi conditionnée par les caractéristiques de fonctionnement des brûleurs qui peuvent être utilisés dans les fours considérés. En pratique il est très délicat de procéder à la détente de l'oxygène chaud après le passage dans l'échangeur et avant qu'il n'atteigne le brûleur. Par nature, il ne permet pas de façon sûre le passage dans des détendeurs, et même l'usage de diaphragmes pour réaliser cette opération n'est pas recommandé, toujours en raison de son agressivité. Une forte pression au niveau de la ou des buses d'injection du brûleur, pour maintenir un débit adéquat, conduirait à réduire l'ouverture de cette ou ces buses. Ceci n'est pas souhaitable en raison du risque d'encrassement et/ou d'usure de ces buses, conduisant rapidement à un fonctionnement défectueux.
Pour tenir compte de ces facteurs, les échangeurs selon l'invention sont aussi dimensionnés de telle sorte que, pour les puissances recherchées, la pression de l'oxygène ou du gaz riche en oxygène, dans l'échangeur ne dépasse pas 3 bars et de préférence pas
2 bars et de façon particulièrement préférée 1,5 bar. Les études sur les modalités de conduite de ces installations montrent que les meilleurs bilans énergétiques nécessitent de porter les combustibles et comburants à une température élevée. Les températures auxquelles les gaz doivent être portés, sont aussi élevées que le permettent les installations utilisées.
S'il est avantageux du point de vue de l'efficacité des brûleurs de porter l'oxygène aux températures les plus élevées, ces dernières sont limitées en pratique d'une part par la température du fluide caloporteur participant à l'échange, et d'autre part par la nécessité de limiter les risques de corrosion ou même d'inflammation des matériaux au contact de l'oxygène.
L'apport énergétique pour chauffer l'oxygène ou le gaz riche en oxygène provient des gaz de combustion, soit directement par circulation dans l'échangeur, soit de préférence indirectement par l'intermédiaire d'un fluide ayant lui-même été réchauffé préalablement par un échange avec les gaz de combustion.
Cette dernière façon de procéder présente une sécurité supplémentaire en cas de défaut d'étanchéité dans la circulation de l'oxygène. Elle permet aussi d'éviter l'encrassement rapide de l'échangeur, les gaz de combustion entraînant avec eux une quantité importante de poussières qu'il est difficile de séparer complètement.
Le gaz intermédiaire dans l'éventualité de ce double échange est avantageusement inerte vis-à-vis de l'oxygène. Il s'agit de préférence d'air, d'azote, de CO2, de vapeur d'eau ou de mélange de ces gaz.
Le cas échéant le gaz intermédiaire peut être constitué d'un mélange des gaz inertes indiqués ci-dessus et d'une partie des gaz de combustion préalablement dépoussiérés.
La température des fumées peut s'élever jusqu'à 15500C et se situe le plus souvent entre 1250 et 14500C, et sont supérieures aux températures auxquelles l'oxygène peut être porté sans dégrader trop intensément le matériau des parois avec lequel il entre en contact. Pour une installation comportant un double échange, le fluide caloporteur étant constitué d'air, la température de ce dernier après réchauffement par les gaz de combustion, est de préférence comprise entre 450 et 10000C, et de façon particulièrement préférée entre 600 et 8000C.
Comme il ressort clairement des études des inventeurs, qui font l'objet des essais rapportés plus loin, la corrosion des matériaux constituant l'échangeur de chaleur, croît rapidement avec la température, de sorte qu'il est préférable de maintenir l'oxygène dans des conditions qui garantissent contre une corrosion excessive.
En pratique la température de l'oxygène chaud, ou des gaz riches en oxygène, telle qu'elle résulte des échanges de chaleur, reste dans des limites pour lesquelles le choix des matériaux effectué selon l'invention permet d'éviter une corrosion excessive de l'installation. Cette température ne dépasse pas ordinairement 9000C, et de préférence est au plus de 7000C.
Les matériaux constituant l'échangeur, et en premier lieu ceux au contact de l'oxygène chaud doivent être choisis de manière à garantir une bonne résistance à l'oxydation par les gaz et notamment l'oxygène dans ces conditions de température.
Les aciers les plus usuels ne sont pas suffisamment résistants. En conséquence il est nécessaire de procéder à une sélection particulièrement rigoureuse pour garantir la pérennité des installations.
Dans le choix des matériaux intervient non seulement la résistance aux températures les plus hautes atteintes dans ces installations, mais encore une bonne tenue aux températures moindres mais qui sont connues pour causer un changement d'état du matériau le rendant particulièrement sensible aux possibles dégradations. Lors de la montée en température certains aciers en particulier passent par des zones de température de transition qui fragilisent le métal (phénomène désigné sous le nom de "embrittlement").
La résistance recherchée comporte plusieurs aspects. Il ne s'agit pas seulement de prévenir une oxydation violente des matériaux sous forme de combustion de ceux-ci, il s'agit aussi de prévenir une altération de la surface en contact avec l'oxygène, altération qui non seulement à terme peut conduire à la perforation des parois mais bien plus, il convient dans certains cas de prévenir l'arrachage de particules qui sont susceptibles de perturber la réaction ultérieure et/ou de polluer les produits préparés au moyen de la combustion entretenue avec cet oxygène chaud.
Dans tous les cas, l'installation dans laquelle circulent les gaz riches en oxygène doit être réalisée dans des matériaux de nature à offrir la résistance voulue à ces gaz par nature particulièrement agressifs, et qui le sont d'autant plus que la température, la vitesse et la pression sont plus élevées.
Pour que l'échangeur utilisé chauffant l'oxygène ou le gaz riche en oxygène puisse satisfaire de façon durable aux conditions d'utilisation énoncées ci-dessus, les inventeurs ont établi les caractéristiques auxquelles doivent répondre les matériaux qui les constituent.
De façon générale, selon l'invention l'échangeur devant recevoir des gaz comprenant au moins 50% d'oxygène à une température qui n'est pas inférieure à 3000C, est constitué, au moins pour les parois directement en contact avec ces gaz, d'un alliage métallique qui satisfait au protocole d'épreuve suivant.
Un échantillon de l'alliage métallique selon l'invention placé dans une atmosphère correspondant au gaz riche en oxygène devant circuler dans l'installation et à la température la plus élevée rencontrée dans l'installation, ne présente pas un gain de poids de plus de 0,lmg/cm2 de surface exposée après 1000 cycles comprenant chacun le maintien à la température maximale prévue pendant 1 heure, chaque palier à cette température étant suivi d'un retour à la température ambiante.
Le choix du passage réitéré par des températures élevées suivi d'un retour à la température ambiante est particulièrement exigeant. Les structures du métal peuvent en particulier rencontrer des modifications de phases répétées qui engendrent les contraintes les plus fortes, et donc les risques de dégradations accrus. Dans la pratique ce test est tel qu'il soumet le métal à des épreuves plus importantes que celles supportées dans l'usage de l'échangeur industriel lui-même, lequel est destiné à fonctionner en continu, ce fonctionnement n'étant interrompu qu'occasionnellement pour des opérations de maintenance les plus espacées possible dans le temps.
Comme indiqué précédemment, l'alimentation des brûleurs des fours verrier étant de préférence réalisée avec un gaz dont la teneur en oxygène est de préférence supérieure à 80% et peut atteindre 100%, le test indiqué ci-dessus doit avantageusement être satisfait pour ces teneurs en oxygène
Pour garantir au mieux la longévité de l'échangeur, l'alliage métallique choisi supporte le même test mais dont la température de consigne est d'au moins 5000C, et pour satisfaire aux conditions extrêmes envisagées, l'alliage satisfait au test dans lequel cette température d'épreuve la plus élevée est d'au moins 6000C, et peuvent passer ce test même pour des températures de 8000C.
De manière complémentaire, les alliages les plus adéquats pour réaliser l'échangeur selon l'invention, dans une épreuve d'auto- combustion en atmosphère oxydante, épreuve correspondant à la norme ASTM G-124, résistent à cette combustion au moins jusqu'à des pressions de 3 bars, et de préférence au moins jusqu'à des pressions de 10 bars.
Parmi les alliages avantageusement utilisés et répondant positivement au test de corrosion, lorsqu'ils sont utilisés dans de gammes de température supérieures à 5500C, figurent des alliages inoxydables de type ferritique, dont la teneur en Cr est comprise entre 12 et 30% en poids, et qui comportent simultanément de l'Ai à raison de 1 à
Pour les alliages de type ferritique, ils se fragilisent lorsqu'ils sont dans des gammes de température comprises entre 400 et 5000C ("embrittlement") . Pour ces raisons la mise en oeuvre de ces alliages doit tenir compte des pièces considérées et des conditions, notamment de température, régnant dans l'échangeur. Les parties de l'échangeur exposées à l'oxygène chaud peuvent aussi être réalisées dans des alliages riches en Ni et Cr, et comprenant des teneurs en Ni supérieures à 25% en poids et comportant simultanément de 10 à 30% de Cr. La teneur en Ni peut s'élever à 75% ou d'avantage.
Ces alliages diffèrent les uns des autres notamment dans leurs propriétés mécaniques. Par ailleurs dans leur choix, il faut éventuellement tenir compte de limitations propres à l'utilisation envisagée. Si les alliages à forte teneur en Ni se travaillent aisément, dans les installations de production de verre plat, il faut prendre en considération le risque occasionné par la présence de Ni dont l'entraînement éventuel de particules doit être soigneusement évité en raison des risques de formation dans les feuilles de verre de sulfure de nickel générateur de casses.
Ces alliages résistent bien à la corrosion à température élevée par formation d'une pellicule protectrice d'oxyde de chrome ou d'alumine. La teneur en chrome de l'alliage doit être suffisamment élevée de manière à empêcher la formation des nodules d'oxyde de nickel, qui ont une augmentation rapide, et dont l'entraînement éventuel serait susceptible de créer de sulfure de nickel dans les feuilles de verre, générateur de casses.
Pour des gammes de températures d'oxygène supérieures à 5000C, et notamment comprises entre 500 et 7000C il est préférable d'utiliser des alliages dont la teneur en chrome n'est que de 10 à 20% et de façon particulièrement préférée entre 10 et 16%. Des alliages riches en Ni répondant aux exigences énoncées sont notamment ceux désignés sous les noms usuels de Inconel 600H, 600L, Incoloy 800H
Pour des gammes de températures d'oxygène supérieures à 1000C, et notamment comprises entre 100 et 6000C il est préférable d'utiliser des alliages dont la teneur en chrome est que supérieure à 16% et de façon particulièrement préférée entre 20 et 30%. Des alliages riches en Ni répondant aux exigences énoncées sont notamment ceux désignés sous les noms usuels de Inconel 600H, 600L, 601, 617, 625, Incoloy 800H et 800HT II est encore possible d'utiliser un alliage tel que les aciers inox 316L et 310, faciles à travailler, mais la longévité est alors moins bien garantie.
Si la vitesse de circulation des gaz très oxydants à température élevée est un facteur de risque d'érosion, celle-ci peut être accrue par des particules véhiculées par ces gaz. Initialement les gaz sont bien dépourvus de particules solides, mais celles-ci peuvent provenir de l'installation elle-même. Les parois des canalisations et des échangeurs thermiques soumis à la corrosion de ces gaz peuvent en effet libérer des particules dont l'impact sur les éléments en aval est aussi générateur d'érosion et d'autant plus forte que la vitesse des gaz est plus élevée.
L'état de surface des parois de l'échangeur, est susceptible d'influer sur la résistance à la corrosion. Plus les irrégularités de surface sont prononcées, plus l'alliage est corrodé, les autres conditions étant identiques. Pour cette raison les surfaces des parois de l'échangeur selon l'invention au contact des gaz riches en oxygène sont polies et ne présentent pas une rugosité de plus de 6 micromètres (μ) . De préférence la rugosité est inférieure à 4μ et le plus avantageusement est au plus égale à 2μ.
Des exemples de détails de réalisation de l'invention sont donnés dans la suite de la description, en faisant référence à la planche de dessins dans laquelle :
- la figure 1 est une illustration schématique en coupe d'un échangeur gazeux utilisable selon l'invention pour réchauffer de l'oxygène ou un gaz riche en oxygène ;
- la figure 2 est une vue partielle agrandie, de l'extrémité de l'échangeur présenté à la figure 1 ;
- la figure 3 présente un détail de la coupe partielle A de la figure 2.
La structure générale de l'échangeur est de type traditionnel pour les échangeurs gazeux. Elle comporte une enceinte 1 enveloppant un faisceau de tubes 2. Les tubes sont fixés à l'intérieur de l'enceinte par des platines 3, 4.
Les platines forment une paroi étanche délimitant la zone de l'enceinte dans laquelle circule le gaz caloporteur.
A ses extrémités l'enceinte est close par deux chapeaux 5,
6. Ces chapeaux sont fixés à l'enceinte de manière étanche, par l'intermédiaire de brides 7, 8, 9, 10 et de joints. Ces brides peuvent être démontées pour donner accès le cas échéant aux extrémités des tubes 2.
Pour obtenir le meilleur échange possible la circulation du gaz caloporteur et de l'oxygène ou du gaz riche en oxygène s'effectue avantageusement à contre-courant. Les gaz caloporteur chaud pénètre dans l'enceinte par le conduit 11 , et ressort par le conduit 12 après avoir parcouru le circuit aménagé par des chicanes 13, 14, 15 à l'intérieur de l'enceinte.
L'oxygène ou le gaz riche en oxygène, circule dans les tubes 2 suivant un trajet essentiellement rectiligne. Il pénètre froid par l'extrémité 16, et ressort chaud à l'extrémité 17 pour être conduit aux brûleurs.
L'échange est d'autant plus efficace que les vitesses de circulation sont plus élevées. Néanmoins la vitesse et la pression de l'oxygène doivent être maintenues dans des limites qui garantissent la sécurité de fonctionnement du dispositif. Il faut éviter que la circulation de l'oxygène conduise à une érosion excessive des parois avec lesquelles il est en contact. Il convient aussi de faire en sorte que dans son écoulement l'oxygène ne heurte pas les parois. L'utilisation de tubes rectilignes limite ainsi l'érosion.
La disposition des extrémités des tubes 2 est détaillée à la figure 2.
Pour éviter les turbulences aux extrémités des tubes, avec les risques d'érosion accentuée au point où ces tubes se raccordent à la platine 4, le plus souvent par des soudures appropriées, ces tubes s'achèvent par une partie évasée. Cette disposition facilite l'écoulement de l'oxygène et son expansion et par suite un certain ralentissement. Sur la figure cet évasement est de forme tronconique avec un angle d'ouverture ά.
Pour la même raison les chapeaux, et surtout le 6 disposé à la sortie de l'oxygène, sont situés à distance des extrémités des tubes 2. De cette façon la vitesse de l'oxygène le long des parois du chapeau est sensiblement réduite par rapport à celle qu'elle présente à la sortie des tubes.
La forme générale de ce chapeau 6 est aussi choisie de telle sorte que la progression de l'oxygène chaud rencontre la paroi du chapeau suivant une incidence faible minimisant l'impact. La paroi du chapeau fait par exemple un angle d'environ 20 à 30 degrés par rapport à la direction des tubes 2. La section du chapeau va en se réduisant progressivement jusqu'au raccord avec la canalisation de sortie.
Il est aussi avantageux de faire en sorte d'éviter dans cette partie les angles vifs ou les soudures.
Le dimensionnement des tubes et leur distribution sont tels que les conditions de vitesse et de pression indiquées précédemment soient remplies pour les débits mis en oeuvre.
L'échangeur devant fonctionner en continu sur de très longues périodes, en dépit des précautions visant à éviter l'usure des éléments qui le constituent, il peut arriver qu'un tube ne présente plus l'étanchéité nécessaire. L'échangeur est assemblé de telle façon que le tube défaillant puisse être obstrué à ces deux extrémités. L'opération nécessite la dépose des chapeaux. Après la mise hors service du tube défaillant l'échangeur est de nouveau utilisable avec une efficacité peu modifiée en proportion du nombre de tubes actifs restant.
L'étanchéité au niveau des brides des chapeaux 9, 10, de l'échangeur, ou au raccordement de ces chapeaux avec les canalisations d'amenée ou de sortie de l'oxygène, est avantageusement obtenue au moyen d'un joint annulaire 18 métallique, garni d'un matériau résistant à l'oxygène 19, 20. Le matériau en question est par exemple du mica ou un matériau minéral compressible. Des joints de ce type sont produits notamment par la société Garlock sous le nom commercial de "Vitaflex"
Afin de déterminer les alliages satisfaisant aux conditions de mise en oeuvre selon l'invention, les inventeurs ont procédé aux essais reportés dans la suite de la description.
Pour ces essais les échantillons sont constitués de plaques d'alliages métalliques de 2mm d'épaisseur et de 20x20mm.
L'état de surface des échantillons montre une importance certaine quant à la sensibilité à l'oxydation. Pour cette raison une face de chacune de ces plaques est polie avec une feuille abrasive de SiC jusqu'au grain 1200. L'autre face est laissée dans son état d'origine, celui issu du laminage industriel.
La composition pondérale des échantillons des alliages essayés est reportée dans le tableau suivant :
Figure imgf000016_0001
La mesure de l'oxydation des échantillons est évaluée par l'accroissement de la masse de ceux-ci après l'épreuve des mille cycles. Les résultats pour différentes températures de palier sont reportés dans le tableau suivant :
Figure imgf000016_0002
Figure imgf000017_0001
De ces essais on remarque que l'oxydation est d'autant plus importante que la température de palier est plus élevée. A 5500C l'accroissement, dans tous les cas, reste très inférieur à 0,1 mg/cm2. A 6500C un seul échantillon atteint cette valeur. A 800°C les échantillons les plus résistants sont les échantillons des alliages IV et V.
L'observation métallographique des échantillons montre une tendance à l'oxydation beaucoup moindre pour la face polie des échantillons.
Les mesures précédentes comportent simultanément l'oxydation des deux faces de l'échantillon. Une seule face étant polie, la mesure de l'oxydation obtenue est en conséquence supérieure à celle que l'on observerait en pratique, lorsque la surface en contact avec l'oxygène est polie.
Les essais étant conduits de manière statique, autrement dit sans circulation de l'atmosphère par rapport à l'échantillon, il n'apparaît pas "d'écaillé" détachée de la surface.
L'analyse de la modification des compositions à la surface, et en particulier la diminution de la teneur en Cr est un moyen d'appréciation du risque de formation de particules détachables. La présence de Cr à une teneur qui n'est pas inférieure à 7% garantit la formation d'une couche protectrice prévenant la formation d'écaillés.
Les mesures rapportées dans le tableau suivant montrent que la teneur en Cr reste très supérieure à ces valeurs. Après l'épreuve de 1000 cycles dont les paliers sont aux températures maximales indiquées, l'analyse en pourcentages pondéraux des échantillons, en surface (S) et au coeur (C) du produit conduit aux résultats indiqués dans le tableau suivant:
Figure imgf000018_0001
Compte tenu de la nature de l'atmosphère envisagée, la mise en œuvre des matériaux doit satisfaire à de rigoureuses conditions de sécurité. Le risque de combustion du matériau porté à température élevée en présence d'oxygène pur est évalué à cet effet en suivant le protocole de la norme ASTM G 124.
Dans ces essais des barreaux de matériau placés dans une atmosphère d'oxygène sous pression sont soumis à une épreuve de combustion. Les résultats de ces essais montrent qu'à 5500C et sous une pression de 3 bars aucun des échantillons ne donne lieu à combustion.
Lorsque la pression ou la température est augmentée, la tendance à la combustion s'accroît. L'alliage III se révèle le plus sensible à cette épreuve.
De manière générale aux températures envisagées précédemment la pression ne doit pas dépasser 10 bars quel que soit l'alliage choisi. A cette condition l'épreuve selon la norme montre que l'utilisation dans les installations d'alimentation en gaz riche en oxygène, n'entraîne pas de risque de combustion.
En fonction des résultats de ces essais de résistance à l'oxygène chaud, il apparaît de façon particulièrement intéressante que dans une échangeur selon l'invention l'épaisseur des parois peut être relativement moins épaisse que ne le laissait supposer l'art antérieur. Des simulations de longévité basées sur ces résultats, conduisent à des parois pour les tubes des échangeurs selon l'invention, dont l'épaisseur peut ne pas être supérieure à 3mm. Cette épaisseur peut même être égale ou inférieure à 2,5mm.
L'épaisseur relativement faible des parois des tubes de l'échangeur, favorise le transfert thermique et par suite accroît la puissance disponible pour une même surface d'échange.
A titre d'exemple de réalisation, un échangeur selon l'invention est constitué de la façon suivante. Il est formé d'un faisceau de 40 tubes d'Inconel 600. Le diamètre extérieur des tubes est 17,2mm et l'épaisseur de paroi de 2,3mm. Les tubes ont une longueur de 4000mm .
La surface d'échange au contact de l'oxygène est alors de 8,4m2.
Venant d'un premier échangeur le gaz caloporteur (de l'air dépoussiéré) entre dans l'échangeur à une température de 6500C. Le débit de gaz caloporteur est établi à 750Nm3/h. Le débit d'oxygène est de 400Nm3/h. Entrant à température ambiante l'oxygène est chauffé à 5500C.
La vitesse de l'oxygène dans les canalisations est de 67m/s, et la perte de charge dans l'échangeur est inférieure à 0,15bar. Un système de sécurité comportant un pressiostat, maintien la pression dans l'échangeur à moins de lbar.
La puissance nominale de l'échangeur est de 84kW, celle par unité de surface s'établit à 9,7kW/m2.
L'échangeur alimente en oxygène un brûleur de four de fusion de verre, d'une puissance de 2MW.
Le four complet est alimenté en oxygène par 10 échangeurs dimensionnés de manière semblable. La puissance de chacun de ces échangeurs est adaptée pour distribuer au mieux la puissance totale nécessaire à la conduite du four.

Claims

REVENDICATIONS
1. Echangeur de chaleur pour alimentation en oxygène ou mélange gazeux comportant au moins 50% d'oxygène dont la température à la sortie de l'échangeur n'est pas inférieure à 3000C et de préférence supérieure à 4000C, l'oxygène ou gaz riche en oxygène alimentant un ou plusieurs brûleurs d'un four de fusion du verre, la chaleur des gaz de combustion étant utilisée directement ou indirectement pour chauffer l'oxygène ou le gaz riche en oxygène dans l'échangeur, dans lequel la puissance d'échange est comprise entre 20 et 30OkW, de préférence entre 40 et 25OkW, et de manière particulièrement préférée entre 80 et 17OkW.
2. Echangeur selon la revendication 1 dans lequel la puissance par unité de surface d'échange au contact de l'oxygène ou du gaz riche en oxygène est comprise entre 5 et 15kW/m2, et de préférence entre 7 et 12kW/m2.
3. Echangeur selon l'une des revendications précédentes alimentant au plus trois brûleurs du four.
4. Echangeur selon l'une des revendications précédentes de type tubulaire dans lequel l'oxygène ou le gaz riche en oxygène circule dans les tubes dont les parois externes sont en contact avec un gaz caloporteur.
5. Echangeur selon la revendication 4 dans lequel la section totale des tubes canalisant l'oxygène ou le gaz riche en oxygène est telle que la vitesse la plus élevée dans ces tubes ne dépasse pas 120m/s, et de préférence pas lOOm/s.
6. Echangeur selon l'une des revendications précédentes dans lequel la pression de l'oxygène ou du gaz riche en oxygène est maintenue inférieure à 3 bars de préférence inférieure à 2 bars et de façon particulièrement préférée pas supérieure à 1,5 bar.
7. Echangeur selon l'une des revendications précédentes dans lequel les surfaces en contact avec l'oxygène ou le gaz riche en oxygène sont polies de telle sorte que leur rugosité ne dépasse pas 6μ, de préférence ne dépasse pas 4μ et de façon particulièrement préférée ne dépasse pas lμ.
8. Echangeur selon la revendication 7 dans lequel les tubes dans lesquels circule l'oxygène ou le gaz riche en oxygène sont sensiblement droits et leurs parois présentent une épaisseur qui n'est pas supérieure à 3mm et de préférence pas supérieure à 2,5mm.
9. Echangeur selon l'une des revendications 4 à 8 dans lequel l'enceinte enveloppant les tubes est constituée de plusieurs éléments réunis par des brides, l'étanchéité étant assurée au niveau de ces brides par des joints composites dont l'élément d'étanchéité est en matériau inerte à l'oxygène.
10. Echangeur selon la revendication 9 dans lequel l'élément d'étanchéité est une bague composée de matériau minéral compressible.
11. Echangeur selon l'une des revendications précédentes dans lequel le chauffage de l'oxygène ou du gaz riche en oxygène est effectué de manière indirecte par les gaz de combustion, un premier échange entre ces derniers étant effectué avec un gaz caloporteur intermédiaire lequel est ensuite acheminé vers l'échangeur pour chauffer l'oxygène ou le gaz riche en oxygène, le gaz caloporteur étant constitué par un gaz inerte vis-à-vis de l'oxygène.
12. Echangeur selon la revendication 11 dans lequel le gaz caloporteur est de l'air, de l'azote, du CO2 ou de la vapeur d'eau.
13. Echangeur selon la revendication 11 dans lequel le gaz caloporteur est constitué de gaz de combustion dilués au moyen au moins d'un des gaz air, azote, CO2 et vapeur d'eau.
14. Echangeur selon la revendication 11 dans lequel le gaz caloporteur est d'abord chauffé dans un récupérateur, lequel est chauffé préalablement par les gaz de combustion.
15. Echangeur selon l'une des revendications précédentes dans lequel le matériau des surfaces au contact avec l'oxygène, ou le gaz riche en oxygène, est constitué d'un alliage métallique tel qu'un échantillon exposé au gaz chaud ne présente pas un gain de poids de plus de 0,lmg/cm2 après 1000 cycles d'exposition, chaque cycle comprenant une élévation de la température jusqu'à une valeur égale ou supérieure à 4000C, le maintien de cette température palier pendant une heure, et le retour à la température ambiante.
16. Echangeur selon la revendication 15 dans lequel l'alliage satisfait à la condition de gain de poids inférieur à 0,lmg/cm2 de surface exposée, lorsque dans l'épreuve à l'atmosphère oxydante la température palier est d'au moins 5000C.
17. Echangeur selon l'une des revendications 15 ou 16 dans lequel l'alliage au contact de l'oxygène ou du mélange gazeux à base d'oxygène, résiste à l'épreuve d'auto-combustion selon la norme ASTM G 124, au moins jusqu'à une pression de 3 bars et de préférence au moins jusqu'à une pression de 10 bars.
18. Echangeur selon l'une des revendications 15 à 17 dans lequel l'alliage au contact avec l'oxygène ou le mélange gazeux à base d'oxygène, est un alliage de type acier ferritique présentant une teneur pondérale en Cr de 12 à 30%, et une teneur en Al de 1 à 8%.
19. Echangeur selon l'une des revendications 15 à 17 dans lequel l'alliage au contact de l'oxygène ou du mélange à base d'oxygène pour une température d'oxygène ne dépassant pas 5000C, est un alliage comportant une teneur pondérale en chrome comprise entre 10 et 20% en poids, et de préférence entre 10 et 16% en poids.
20. Echangeur selon l'une des revendications 15 à 17 dans lequel l'alliage présente une teneur en Ni supérieure à 25% et une teneur en Cr de 10 à 30%.
21. Echangeur selon la revendication 20 dans lequel l'alliage l'un de ceux désignés commercialement sous les noms "d'Inconel 600 H", "600 L", "601", "617", "625", "Incoloy 800H" ou "800HT".
22. Echangeur selon l'une des revendications précédentes dans lequel les éléments sont au contact de l'oxygène ou du mélange à base d'oxygène, sont portés à une température comprise entre 300 et 9000C et de préférence entre 400 et 7000C.
23. Echangeur selon l'une des revendications précédentes dans lequel un détecteur d'oxygène est disposé au contact du gaz caloporteur, lequel est connecté à une alarme lorsque la teneur en oxygène est supérieure de plus de 1% de celle du gaz caloporteur.
PCT/EP2008/055615 2007-05-10 2008-05-07 Échangeur de chaleur pour oxygène WO2008141939A2 (fr)

Priority Applications (10)

Application Number Priority Date Filing Date Title
EP08750136A EP2145151A2 (fr) 2007-05-10 2008-05-07 Échangeur de chaleur pour oxygène
MX2009012108A MX345767B (es) 2007-05-10 2008-05-07 Intercambiador de calor de oxígeno.
JP2010506926A JP2010526979A (ja) 2007-05-10 2008-05-07 酸素熱交換器
BRPI0811149-9A2A BRPI0811149A2 (pt) 2007-05-10 2008-05-07 Trocador de calor para oxigênio
US12/599,580 US20100258263A1 (en) 2007-05-10 2008-05-07 Oxygen heat exchanger
CN200880019510.6A CN101711338B (zh) 2007-05-10 2008-05-07 用于氧气的热交换器
EP14187943.7A EP2824409B1 (fr) 2007-05-10 2008-05-07 Procédé d'alimentation de brûleurs d'un four de fusion de verre
EA200901508A EA018231B1 (ru) 2007-05-10 2008-05-07 Теплообменник для кислорода
US13/730,727 US9803860B2 (en) 2007-05-10 2012-12-28 Oxygen heat exchanger
US15/488,171 US10422529B2 (en) 2007-05-10 2017-04-14 Oxygen heat exchanger

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
EP07107942.0 2007-05-10
EP07107942A EP1995543A1 (fr) 2007-05-10 2007-05-10 Echangeur de chaleur pour oxygène

Related Child Applications (2)

Application Number Title Priority Date Filing Date
US12/599,580 A-371-Of-International US20100258263A1 (en) 2007-05-10 2008-05-07 Oxygen heat exchanger
US13/730,727 Division US9803860B2 (en) 2007-05-10 2012-12-28 Oxygen heat exchanger

Publications (3)

Publication Number Publication Date
WO2008141939A2 true WO2008141939A2 (fr) 2008-11-27
WO2008141939A3 WO2008141939A3 (fr) 2009-01-29
WO2008141939A8 WO2008141939A8 (fr) 2010-06-17

Family

ID=38577527

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/EP2008/055615 WO2008141939A2 (fr) 2007-05-10 2008-05-07 Échangeur de chaleur pour oxygène

Country Status (9)

Country Link
US (3) US20100258263A1 (fr)
EP (3) EP1995543A1 (fr)
JP (2) JP2010526979A (fr)
KR (1) KR101602966B1 (fr)
CN (2) CN101711338B (fr)
BR (1) BRPI0811149A2 (fr)
EA (1) EA018231B1 (fr)
MX (1) MX345767B (fr)
WO (1) WO2008141939A2 (fr)

Cited By (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2281777A1 (fr) 2009-08-06 2011-02-09 AGC Glass Europe Four de fusion du verre
EP2281785A1 (fr) 2009-08-06 2011-02-09 AGC Glass Europe Four de fusion du verre
EP2469165A1 (fr) 2010-12-21 2012-06-27 L'air Liquide, Societe Anonyme Pour L'etude Et L'exploitation Des Procedes Georges Claude Dispositif distributeur d'oxydant et son utilisation
CN103760295A (zh) * 2014-01-21 2014-04-30 上海化工研究院 内部热交换型带割刀安全控制组件的物质自燃性测试装置
WO2015097386A1 (fr) 2013-12-23 2015-07-02 L'air Liquide, Societe Anonyme Pour L'etude Et L'exploitation Des Procedes Georges Claude Combustion avec recuperation de chaleur amelioree

Families Citing this family (45)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US8867552B2 (en) 2010-05-03 2014-10-21 Brocade Communications Systems, Inc. Virtual cluster switching
US9716672B2 (en) 2010-05-28 2017-07-25 Brocade Communications Systems, Inc. Distributed configuration management for virtual cluster switching
US9270486B2 (en) 2010-06-07 2016-02-23 Brocade Communications Systems, Inc. Name services for virtual cluster switching
US9769016B2 (en) 2010-06-07 2017-09-19 Brocade Communications Systems, Inc. Advanced link tracking for virtual cluster switching
US9806906B2 (en) 2010-06-08 2017-10-31 Brocade Communications Systems, Inc. Flooding packets on a per-virtual-network basis
US9807031B2 (en) 2010-07-16 2017-10-31 Brocade Communications Systems, Inc. System and method for network configuration
US9736085B2 (en) 2011-08-29 2017-08-15 Brocade Communications Systems, Inc. End-to end lossless Ethernet in Ethernet fabric
US9450870B2 (en) 2011-11-10 2016-09-20 Brocade Communications Systems, Inc. System and method for flow management in software-defined networks
US8995272B2 (en) 2012-01-26 2015-03-31 Brocade Communication Systems, Inc. Link aggregation in software-defined networks
US9742693B2 (en) 2012-02-27 2017-08-22 Brocade Communications Systems, Inc. Dynamic service insertion in a fabric switch
US9154416B2 (en) 2012-03-22 2015-10-06 Brocade Communications Systems, Inc. Overlay tunnel in a fabric switch
US9374301B2 (en) 2012-05-18 2016-06-21 Brocade Communications Systems, Inc. Network feedback in software-defined networks
US10277464B2 (en) 2012-05-22 2019-04-30 Arris Enterprises Llc Client auto-configuration in a multi-switch link aggregation
US9618203B2 (en) 2012-09-26 2017-04-11 L'Air Liquide Société Anonyme Pour L'Étude Et L'Eploitation Des Procedes Georges Claude Method and system for heat recovery from products of combustion and charge heating installation including the same
US9401872B2 (en) 2012-11-16 2016-07-26 Brocade Communications Systems, Inc. Virtual link aggregations across multiple fabric switches
US9413691B2 (en) 2013-01-11 2016-08-09 Brocade Communications Systems, Inc. MAC address synchronization in a fabric switch
US9548926B2 (en) 2013-01-11 2017-01-17 Brocade Communications Systems, Inc. Multicast traffic load balancing over virtual link aggregation
FR3002025B1 (fr) * 2013-02-12 2015-02-20 Air Liquide Methode de combustion dans un four avec recuperation de chaleur
US9565099B2 (en) 2013-03-01 2017-02-07 Brocade Communications Systems, Inc. Spanning tree in fabric switches
WO2014145750A1 (fr) 2013-03-15 2014-09-18 Brocade Communications Systems, Inc. Passerelles pouvant être mises l'échelle pour un commutateur matriciel
US9699001B2 (en) 2013-06-10 2017-07-04 Brocade Communications Systems, Inc. Scalable and segregated network virtualization
US9828275B2 (en) 2013-06-28 2017-11-28 American Air Liquide, Inc. Method and heat exchange system utilizing variable partial bypass
US9806949B2 (en) 2013-09-06 2017-10-31 Brocade Communications Systems, Inc. Transparent interconnection of Ethernet fabric switches
US9912612B2 (en) 2013-10-28 2018-03-06 Brocade Communications Systems LLC Extended ethernet fabric switches
EP2881691A1 (fr) 2013-12-09 2015-06-10 Balcke-Dürr GmbH Échangeur de chaleur avec une plaque tubulaire et un manchon inséré
US9548873B2 (en) 2014-02-10 2017-01-17 Brocade Communications Systems, Inc. Virtual extensible LAN tunnel keepalives
US10581758B2 (en) 2014-03-19 2020-03-03 Avago Technologies International Sales Pte. Limited Distributed hot standby links for vLAG
US10476698B2 (en) 2014-03-20 2019-11-12 Avago Technologies International Sales Pte. Limited Redundent virtual link aggregation group
US10063473B2 (en) 2014-04-30 2018-08-28 Brocade Communications Systems LLC Method and system for facilitating switch virtualization in a network of interconnected switches
US9800471B2 (en) 2014-05-13 2017-10-24 Brocade Communications Systems, Inc. Network extension groups of global VLANs in a fabric switch
US10616108B2 (en) 2014-07-29 2020-04-07 Avago Technologies International Sales Pte. Limited Scalable MAC address virtualization
US9807007B2 (en) 2014-08-11 2017-10-31 Brocade Communications Systems, Inc. Progressive MAC address learning
US9699029B2 (en) 2014-10-10 2017-07-04 Brocade Communications Systems, Inc. Distributed configuration management in a switch group
CN105634836B (zh) 2014-10-27 2020-03-17 香港理工大学 信息处理方法及装置
US10003552B2 (en) 2015-01-05 2018-06-19 Brocade Communications Systems, Llc. Distributed bidirectional forwarding detection protocol (D-BFD) for cluster of interconnected switches
US9942097B2 (en) 2015-01-05 2018-04-10 Brocade Communications Systems LLC Power management in a network of interconnected switches
US9807005B2 (en) 2015-03-17 2017-10-31 Brocade Communications Systems, Inc. Multi-fabric manager
US10038592B2 (en) 2015-03-17 2018-07-31 Brocade Communications Systems LLC Identifier assignment to a new switch in a switch group
US10579406B2 (en) 2015-04-08 2020-03-03 Avago Technologies International Sales Pte. Limited Dynamic orchestration of overlay tunnels
US10439929B2 (en) 2015-07-31 2019-10-08 Avago Technologies International Sales Pte. Limited Graceful recovery of a multicast-enabled switch
US10171303B2 (en) 2015-09-16 2019-01-01 Avago Technologies International Sales Pte. Limited IP-based interconnection of switches with a logical chassis
US9912614B2 (en) 2015-12-07 2018-03-06 Brocade Communications Systems LLC Interconnection of switches based on hierarchical overlay tunneling
US10237090B2 (en) 2016-10-28 2019-03-19 Avago Technologies International Sales Pte. Limited Rule-based network identifier mapping
WO2019123220A1 (fr) * 2017-12-20 2019-06-27 Nova Chemicals (International) S.A. Échangeur de chaleur résistant à la corrosion
CN112499937B (zh) * 2020-10-21 2022-08-30 彩虹（合肥）液晶玻璃有限公司 一种换热器安装控制机构

Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP1194719A1 (fr) 1999-06-23 2002-04-10 L'air Liquide, Societe Anonyme Pour L'etude Et L'exploitation Des Procedes Georges Claude Bruleur a combustion de combustible et de comburant prechauffes

Family Cites Families (34)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
GB742931A (en) * 1952-11-19 1956-01-04 British Petroleum Co Improvements in or relating to reactors
US3721291A (en) * 1971-08-18 1973-03-20 Westinghouse Electric Corp End closure for a heat exchanger
FR2452315B1 (fr) * 1979-03-28 1985-07-05 Azote & Prod Chim Reacteur de nitration d'hydrocarbures en phase gazeuse sous pression
EP0068057B1 (fr) * 1981-06-26 1985-12-27 Societe Chimique De La Grande Paroisse, Azote Et Produits Chimiques Réacteur de nitration d'hydrocarbures en phase gazeuse
US4858681A (en) * 1983-03-28 1989-08-22 Tui Industries Shell and tube heat exchanger
JPS6099929A (ja) * 1983-11-02 1985-06-03 Hitachi Ltd ボイラ燃焼空気漏洩監視方法
JPS63150357U (fr) * 1987-03-24 1988-10-04
US4816056A (en) * 1987-10-02 1989-03-28 Ppg Industries, Inc. Heating and agitating method for multi-stage melting and refining of glass
JP2631892B2 (ja) * 1989-03-27 1997-07-16 株式会社日本ケミカル・プラント・コンサルタント 加熱装置
US5196632A (en) * 1990-08-09 1993-03-23 The Badger Company, Inc. Treatment of heat exchangers to reduce corrosion and by-product reactions
US5734066A (en) * 1992-02-13 1998-03-31 Huntsman Petrochemical Corporation Supression of autoignition in maleic anhydride production
US5269834A (en) * 1992-10-13 1993-12-14 Olin Corporation Process for removal of inert gases from liquid chlorine and system therefor
US5405082A (en) * 1993-07-06 1995-04-11 Corning Incorporated Oxy/fuel burner with low volume fuel stream projection
FR2711981B1 (fr) 1993-11-02 1996-01-05 Saint Gobain Vitrage Dispositif pour la fusion du verre.
US6253578B1 (en) * 1996-04-12 2001-07-03 Praxair Technology, Inc. Glass melting process and apparatus with reduced emissions and refractory corrosion
US5807418A (en) * 1996-05-21 1998-09-15 Praxair Technology, Inc. Energy recovery in oxygen-fired glass melting furnaces
US6071116A (en) * 1997-04-15 2000-06-06 American Air Liquide, Inc. Heat recovery apparatus and methods of use
US6273180B1 (en) * 1998-12-23 2001-08-14 L'air Liquide, Societe Anonyme Pour L'etude Et L'eploitation Des Procedes Georges Claude Heat exchanger for preheating an oxidizing gas
MY121525A (en) * 1999-03-11 2006-01-28 Nippon Catalytic Chem Ind Shell-and tube heat exchanger and method for inhibiting polymerization in the shell-and-tube heat exchanger
JP4416858B2 (ja) * 1999-03-11 2010-02-17 株式会社日本触媒 多管式熱交換器および該多管式熱交換器における重合抑制方法
AU4090600A (en) * 1999-06-30 2001-01-04 Rohm And Haas Company High performance heat exchangers
AU737544B2 (en) * 1999-10-18 2001-08-23 Air Products And Chemicals Inc. Method and apparatus for backing-up oxy fuel combustion with air-fuel combustion
US6519973B1 (en) 2000-03-23 2003-02-18 Air Products And Chemicals, Inc. Glass melting process and furnace therefor with oxy-fuel combustion over melting zone and air-fuel combustion over fining zone
JP2002162192A (ja) * 2000-11-27 2002-06-07 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 積層型熱交換器
MY138154A (en) * 2001-10-22 2009-04-30 Shell Int Research Process to prepare a hydrogen and carbon monoxide containing gas
EP1338848B1 (fr) * 2002-02-25 2015-09-02 L'Air Liquide Société Anonyme pour l'Etude et l'Exploitation des Procédés Georges Claude Procédé et dispositif pour la séparation d'air intégrée et la récupération de chaleur dans un four
ZA200304880B (en) * 2003-02-24 2004-05-04 Air Liquide Integrated heat recovery systems and methods for increasing the efficiency of an oxygen-fired furnace.
FR2863690B1 (fr) 2003-12-16 2006-01-20 Air Liquide Procede de combustion etagee mettant en oeuvre un gaz riche en oxygene et un gaz pauvre en oxygene
FR2878318B1 (fr) * 2004-11-22 2007-03-30 Air Liquide Echangeur de chaleur indirect
JP4545612B2 (ja) * 2005-02-18 2010-09-15 旭プレス工業株式会社 高耐熱ガスケット及びその製造方法
FR2890155B1 (fr) * 2005-08-25 2007-11-23 Air Liquide Prechauffage de combustible et du comburant d'oxybruleurs a partir d'installation de prechauffage d'air de combustion
JP4950208B2 (ja) * 2005-10-28 2012-06-13 レール・リキード−ソシエテ・アノニム・プール・レテュード・エ・レクスプロワタシオン・デ・プロセデ・ジョルジュ・クロード 低ＮＯｘ燃焼のための方法および装置
EP2254844A1 (fr) * 2008-03-25 2010-12-01 AGC Glass Europe Four de fusion du verre
EA018516B1 (ru) * 2008-03-25 2013-08-30 Агк Гласс Юроп Стеклоплавильная печь

Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP1194719A1 (fr) 1999-06-23 2002-04-10 L'air Liquide, Societe Anonyme Pour L'etude Et L'exploitation Des Procedes Georges Claude Bruleur a combustion de combustible et de comburant prechauffes

Cited By (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2281777A1 (fr) 2009-08-06 2011-02-09 AGC Glass Europe Four de fusion du verre
EP2281785A1 (fr) 2009-08-06 2011-02-09 AGC Glass Europe Four de fusion du verre
WO2011015616A1 (fr) 2009-08-06 2011-02-10 Agc Glass Europe Four de fusion du verre
WO2011015618A1 (fr) 2009-08-06 2011-02-10 Agc Glass Europe Four de fusion du verre
EP2469165A1 (fr) 2010-12-21 2012-06-27 L'air Liquide, Societe Anonyme Pour L'etude Et L'exploitation Des Procedes Georges Claude Dispositif distributeur d'oxydant et son utilisation
WO2012085108A1 (fr) 2010-12-21 2012-06-28 L'air Liquide,Societe Anonyme Pour L'etude Et L'exploitation Des Procedes Georges Claude Dispositif de distribution d'oxydant et son utilisation
WO2015097386A1 (fr) 2013-12-23 2015-07-02 L'air Liquide, Societe Anonyme Pour L'etude Et L'exploitation Des Procedes Georges Claude Combustion avec recuperation de chaleur amelioree
CN103760295A (zh) * 2014-01-21 2014-04-30 上海化工研究院 内部热交换型带割刀安全控制组件的物质自燃性测试装置

Also Published As

Publication number Publication date
US9803860B2 (en) 2017-10-31
MX345767B (es) 2017-02-14
CN101711338A (zh) 2010-05-19
EP2824409A3 (fr) 2015-02-25
US20170217813A1 (en) 2017-08-03
WO2008141939A8 (fr) 2010-06-17
EP1995543A1 (fr) 2008-11-26
CN101711338B (zh) 2014-01-01
WO2008141939A3 (fr) 2009-01-29
MX2009012108A (es) 2010-03-15
EA018231B1 (ru) 2013-06-28
EA200901508A1 (ru) 2010-06-30
KR101602966B1 (ko) 2016-03-11
CN103121789B (zh) 2017-04-26
JP5827659B2 (ja) 2015-12-02
JP2014059138A (ja) 2014-04-03
JP2010526979A (ja) 2010-08-05
KR20100033477A (ko) 2010-03-30
CN103121789A (zh) 2013-05-29
US20130115562A1 (en) 2013-05-09
BRPI0811149A2 (pt) 2014-12-23
EP2824409A2 (fr) 2015-01-14
US20100258263A1 (en) 2010-10-14
EP2824409B1 (fr) 2018-10-03
EP2145151A2 (fr) 2010-01-20
US10422529B2 (en) 2019-09-24

Similar Documents

Publication Publication Date Title
EP2824409B1 (fr) Procédé d'alimentation de brûleurs d'un four de fusion de verre
EP2294019B1 (fr) Alimentation de brûleur à oxygène chaud
EP3087040B1 (fr) Procédé et installation de combustion avec récupération d'énergie optimisée
FR2918657A1 (fr) Four et procede oxy-combustible pour la fusion de matieres vitrifiables.
WO2014096611A1 (fr) Recuperation energetique des fumees d'un four de fusion avec une turbine à gaz et des échangeurs de chaleur
EP2153128B1 (fr) Combustion diluee
EP3087041B1 (fr) Combustion avec récupération de chaleur ameliorée
EP2935133B1 (fr) Recuperation energetique des fumees d'un four de fusion au moyen d'une turbine a gaz et des échangeurs de chaleur
WO2008141937A1 (fr) Echangeur de chaleur pour oxygene et son utilisation
EP3482131B1 (fr) Procédé de préchauffage d'un fluide en amont d'un four
WO2012131236A1 (fr) Installation et reacteur pour la synthese directe d'acide chlorhydrique a partir d'hydrogene et de chlore avec recuperation de chaleur
FR3039888A1 (fr) Echangeur comprenant des canaux presentant une faible epaisseur de paroi entre eux
WO2010000762A2 (fr) Oxy-bruleur a combustion etagee
WO2014125213A2 (fr) Methode de combustion dans un four avec recuperation de chaleur
EP2705002B1 (fr) Procede de fusion du verre dans un four
FR2675399A1 (fr) Reacteur-echangeur de chaleur sous pression comportant des moyens de combustion controlee.
FR2675498A1 (fr) Procede et dispositif de vapocraquage d'une charge hydrocarbonee comportant une phase de chauffage dans un reacteur echangeur de chaleur.

Legal Events

Date Code Title Description
WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 200880019510.6

Country of ref document: CN

121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 08750136

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A2

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 7171/DELNP/2009

Country of ref document: IN

Ref document number: 2008750136

Country of ref document: EP

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: MX/A/2009/012108

Country of ref document: MX

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 2010506926

Country of ref document: JP

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 20097025652

Country of ref document: KR

Kind code of ref document: A

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 200901508

Country of ref document: EA

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 12599580

Country of ref document: US

ENP Entry into the national phase

Ref document number: PI0811149

Country of ref document: BR

Kind code of ref document: A2

Effective date: 20091110