FR2663561A2 - Procede d'oxydation d'une charge oxydable et sa mise en óoeuvre. - Google Patents
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Abstract
Procédé d'oxydation d'une charge oxydable en phase gazeuse par un gaz oxydant dans lequel on introduit la charge par le conduit 1 et le gaz oxydant par le conduit 2 dans une zone de mélange 3 et on fait ciruler le mélange résultant dans la zone centrale de la zone de réaction 4 de sorte que dans au moins une première partie de ladite zone centrale de réaction le mélange gazeux ait une vitesse V1 et que dans au moins une autre partie de ladite zone centrale, subséquente de ladite première partie, le mélange gazeux ait une vitesse Vf inférieure à ladite vitesse V1, et on recueille les produits réactionnels formés par le conduit 11. La variation de vitesse est obtenue en utilisant une zone centrale de la zone de réaction ayant la forme globale d'une tuyère ou celle d'un venturi.
Description
On a décrit dans la demande de brevet principal déposée le 12 septembre 1989 sous le
numéro d'enregistrement national 89/12016 un procédé d'oxydation et un réacteur
pour la mise en oeuvre de ce procédé et en particulier pour la mise en oeuvre de la
réaction d'oxydation ménagée d'une charge oxydable par un gaz oxydant ou un mélange
de gaz contenant au moins un gaz oxydant, c'est-à-dire un gaz permettant l'oxydation
de ladite charge.
numéro d'enregistrement national 89/12016 un procédé d'oxydation et un réacteur
pour la mise en oeuvre de ce procédé et en particulier pour la mise en oeuvre de la
réaction d'oxydation ménagée d'une charge oxydable par un gaz oxydant ou un mélange
de gaz contenant au moins un gaz oxydant, c'est-à-dire un gaz permettant l'oxydation
de ladite charge.
Le procédé selon ce brevet principal est un procédé d'oxydation d'une charge oxydable
en phase gazeuse par un gaz oxydant ou un mélange de gaz comprenant au moins un gaz
oxydant dans lequel on introduit la charge oxydable et le gaz oxydant dans une zone de
mélange, on fait circuler le mélange gazeux issu de la zone de mélange dans une zone de réaction comportant une zone centrale et une zone périphérique, on établit une perte
de charge delta P1 (A P1) dans la zone centrale et une perte de charge delta P2 (AP2)
dans la zone périphérique, ces pertes de charge étant telles que l'on fait réagir
sensiblement tout le mélange gazeux issu de la zone de mélange dans ladite zone
centrale de ladite zone réactionnelle et que le différentiel de perte de charge delta
P2- delta P-l (P2 - AP1) soit positif, et on récupère les produits réactionnels
formés.
en phase gazeuse par un gaz oxydant ou un mélange de gaz comprenant au moins un gaz
oxydant dans lequel on introduit la charge oxydable et le gaz oxydant dans une zone de
mélange, on fait circuler le mélange gazeux issu de la zone de mélange dans une zone de réaction comportant une zone centrale et une zone périphérique, on établit une perte
de charge delta P1 (A P1) dans la zone centrale et une perte de charge delta P2 (AP2)
dans la zone périphérique, ces pertes de charge étant telles que l'on fait réagir
sensiblement tout le mélange gazeux issu de la zone de mélange dans ladite zone
centrale de ladite zone réactionnelle et que le différentiel de perte de charge delta
P2- delta P-l (P2 - AP1) soit positif, et on récupère les produits réactionnels
formés.
Le réacteur pour la mise en oeuvre de ce procédé comprend au moins un organe de
mélange comportant des moyens d'alimentation en gaz oxydant et des moyens
d'alimentation en charge oxydable, au moins un organe de réaction, faisant suite audit
organe de mélange et situé à une distance de celui-ci au plus égale à la distance de
coincement de la flamme, et au moins un organe d'évacuation des produits réactionnels
connecté audit organe de réaction et dont la caractéristique principale porte sur un
mode de réalisation de l'organe de réaction permettant d'obtenir un différentiel de
perte de charge entre la zone centrale de l'organe de réaction et la zone périphérique dudit organe.
mélange comportant des moyens d'alimentation en gaz oxydant et des moyens
d'alimentation en charge oxydable, au moins un organe de réaction, faisant suite audit
organe de mélange et situé à une distance de celui-ci au plus égale à la distance de
coincement de la flamme, et au moins un organe d'évacuation des produits réactionnels
connecté audit organe de réaction et dont la caractéristique principale porte sur un
mode de réalisation de l'organe de réaction permettant d'obtenir un différentiel de
perte de charge entre la zone centrale de l'organe de réaction et la zone périphérique dudit organe.
La conception de ce réacteur permet d'éviter que par conduction la chaleur dégagée lors de la réaction d'oxydation, notamment dans sa première phase conduisant à un maximum, ou pic, de température, ne vienne réchauffer trop fortement le mélangeur de gaz placé en amont de l'organe de réaction et risquer d'y provoquer un démarrage non voulu des réactions d'oxydation. Cette conception particulière permet par ailleurs d'éviter des déperditions thermiques excessives.
Même s'il est possible, grâce à cette conception particulière, de contrôler ces risques de démarrage indésirable, le fait de soumettre le mélangeur et en particulier sa partie contiguë à l'organe de réaction, partie que l'on nomme parfois organe d'éjection, à des températures excessives peut provoquer des déformations du dit organe et imposer un remplacement précoce de tout l'organe de mélange.
C'est ainsi que pour la réalisation de la zone centrale de l'organe de réaction on utilise de préférence des matériaux céramiques à faible coefficient de conduction thermique et à parois minces, afin de limiter au maximum cette conduction et de faire en sorte que le profil de température obtenu dans l'organe de réaction soit tel que le pic de température soit aussi éloigné que possible de l'extrémité du mélangeur.
Une possibilité pour éloigner physiquement ce pic de température de l'extrémité du mélangeur contiguë à l'organe de réaction est d'imposer aux gaz d'avoir une très grande vitesse linéaire, ce qui leur permet pendant la période d'induction des réactions d'oxydation et le temps de montée vers le pic de température de s'éloigner suffisamment de ladite extrémité du mélangeur.
Cependant, une autre contrainte thermo-cinétique des réactions d'oxydation impose de disposer d'un temps de séjour suffisamment grand, le plus souvent de l'ordre de quelques secondes, pour permettre aux réactions de retour à l'équilibre, thermiques ou thermo-catalytiques, de s'effectuer et au mélange de gaz ainsi produit d'atteindre la composition d'équilibre telle que prévue par les calculs de la thermodynamique.
Le procédé décrit dans la demande de brevet principal et sa mise en oeuvre dans le réacteur de conception particulière décrit dans cette demande permet, en partie au moins, de répondre à ces deux contraintes apparemment contradictoires. Cependant, selon cette réalisation, plus la vitesse des gaz est élevée plus il est nécessaire d'avoir une longueur de l'organe de réaction importante, ce qui peut conduire à des pertes de charge très importantes et risque en outre d'alourdir énormément le coût de fabrication du réacteur.
La présente addition a pour objet une amélioration du procédé décrit dans la demande de brevet principal, et sa mise en oeuvre dans un réacteur conçu de manière à mieux répondre aux deux contraintes mentionnées ci-avant sans conduire à des pertes de charge inacceptables, ou simplement trop importantes. Le procédé selon la
présente addition permet en particulier de pouvoir travailler avec des vitesses de
gaz à la sortie du mélangeur relativement grandes et donc d'éloigner le pic de température de l'organe de mélange, sans qu'il soit nécessaire d'augmenter
énormément la longueur de l'organe de réaction, tout en limitant au maximum les
pertes de charge.
présente addition permet en particulier de pouvoir travailler avec des vitesses de
gaz à la sortie du mélangeur relativement grandes et donc d'éloigner le pic de température de l'organe de mélange, sans qu'il soit nécessaire d'augmenter
énormément la longueur de l'organe de réaction, tout en limitant au maximum les
pertes de charge.
La présente invention propose un procédé d'oxydation tel que décrit dans la demande de brevet principal, caractérisé en ce que dans au moins une première partie de la zone centrale de la zone de réaction, côté zone de mélange, on fait circuler le mélange gazeux à une vitesse V1 et en ce que dans au moins une autre partie subséquente de ladite première partie, côté zone d'évacuation des produits réactionnels, on fait circuler ledit mélange gazeux issu de ladite première partie à une vitesse Vf inférieure à ladite vitesse V1.
Habituellement la vitesse V1 est d'environ 2 à environ 300 mxs-1, souvent cette vitesse V1 est d'environ 10 à environ 200 mxs-1 et le plus souvent elle est d'environ 20 à environ 150 mxs-1 et la vitesse Vf est habituellement environ 0,05 à environ 250 mxs-1, souvent cette vitesse Vf est d'environ 0,1 à environ 100 mxs-1 et le plus souvent elle est d'environ 1 à 100 mxs-1.
Dans une forme de mise en oeuvre fréquente du procédé de la présente invention, le rapport des vitesses Vî : Vf est habituellement d'environ 2 1 à environ 50 1 et souvent ce rapport est d'environ 5 : 1 à environ 25 : 1 et, dans le cas le plus fréquent, ce rapport est d'environ 8 1 à environ 20 1.
Le procédé de la présente invention peut être mis en oeuvre dans des réacteurs dont l'organe de réaction a une forme et des caractéristiques particulières permettant d'obtenir aisément les vitesses souhaitées du mélange gazeux dans les diverses zones dudit organe de réaction. La mise en circulation du mélange gazeux à une vitesse V1 dans au moins une première partie de la zone centrale de la zone de réaction peut être obtenu en réglant, pour un organe de réaction déterminé, le débit et/ou la pression des gaz introduits dans l'organe de mélange, la vitesse Vf étant alors essentiellement fonction des dimensions globales respectives des sections des diverses parties de l'organe de réaction.
L'invention sera mieux comprise par la description de quelques modes de mise en oeuvre donnés à titre purement illustratif mais nullement limitatif qui en sera faite ci-aprbs à l'aide des figures annexées, sur lesquelles les organes similaires sont désignés par les mêmes chiffres et lettres de référence.
Sur la figure 1, la courbe 1 représente le profil de température (T "C en ordonnée), le long de l'axe XX' (longueur L en abcisse) d'un réacteur, tel que celui schématisé sur la figure 6 et qui correspond à un réacteur tel que décrit dans la demande de brevet principal, dans la zone centrale de l'organe de réaction, à partir de l'entrée E jusqu'à la sortie F dudit organe ; le point M est le point correspondant au maximum, ou pic, de température. Ce profil de température, représenté par la courbe 1 sur la figure 1, 'est le profil de température pour la réaction d'oxydation du méthane, par de l'air, en présence de vapeur d'eau. Ce profil a été enregistré à l'aide de 20 thermocouples disposés régulièrement tout au long de l'organe de réaction à une distance les uns des autres égale à Lg/20 pour un organe de réaction de longueur Lg.Sur cette figure 1, la courbe 2 représente le profil de température obtenu pour la réaction d'oxydation du méthane, par de l'air, en présence d'eau, en utilisant un réacteur tel que celui schématisé sur la figure 2 ; le point M' est le point correspondant au maximum de température. Le réacteur utilisé pour tracer le profil de température représenté sur la courbe 1 avait un organe de réaction comportant un garnissage formé à l'aide d'une pluralité de monolithes identiques de faible épaisseur comportant chacun une pluralité de canaux, chaque canal ayant une section de surface Sm.Ce réacteur avait un organe de réaction de même longueur que celui du réacteur utilisé pour tracer la courbe 1 et l'expérience a été conduite en conservant le temps de séjour global dans l'organe de réaction identique à celui que l'on avait choisi pour tracer la courbe 1 avec le réacteur schématisé sur la figure 6, c'est-à-dire en conservant le même volume réactionnel. A partir de la détermination de l'emplacement du pic de température M, dans le cas de l'utilisation du réacteur schématisé sur la figure 6, on peut en tenant compte du débit des gaz, déterminer le temps nécessaire pour atteindre ce pic.Si l'on utilise un réacteur tel que celui schématisé sur la figure 2 ayant le même volume réactionnel que celui schématisé sur la figure 6 et ayant servi à déterminer le temps nécessaire pour atteindre le pic de température, il est alors possible de calculer l'emplacement du pic de température M' dans ce réacteur tel que schématisé sur la figure 2.
- La figure 2 représente, suivant une coupe axiale, un réacteur pour la mise en oeuvre du procédé selon un premier mode de réalisation de la présente invention.
- La figure 3 représente, suivant une coupe axiale, un réacteur pour la mise en oeuvre du procédé selon un deuxième mode de réalisation de la présente invention.
- La figure 4 représente, suivant une coupe axiale, un réacteur pour la mise en oeuvre du procédé selon un troisième mode de réalisation de la présente invention.
- La figure 5 représente, suivant une coupe axiale, un réacteur pour la mise en oeuvre du procédé selon un autre mode de réalisation de la présente invention.
- La figure 6 représente, suivant une coupe axiale, un réacteur pour la mise en oeuvre du procédé selon la demande de brevet principal.
Sur la figure 2, on a représenté, selon un premier mode de réalisation de l'invention, un réacteur R vertical, cylindrique, de forme allongée, d'axe XX' comprenant une paroi externe 8 en acier, un manchon en béton réfractaire 9 et un manchon en fibre céramique 10 et sensiblement en son centre un organe de mélange 3 entouré d'une enveloppe métallique 13 étanche et dans lequel on introduit par la ligne 1 une charge oxydable et par la ligne 2 un gaz oxydant, ladite zone de mélange étant constituée par l'empilement d'une série de monolithes 6 de faible épaisseur, en céramique dure, à mailles décalées et à canaux croisés ; ce réacteur comprend un organe de réaction 4, ayant la forme globale d'une tuyère, et formé par la superposition d'une série de monolithes 7 de faible épaisseur, comportant chacun une pluralité de canaux de section sensiblement carrée, lesdits monolithes étant superposés de manière à ce que l'on forme une pluralité de canaux 12, juxtaposés et sensiblement parallèles, dont au moins une partie débouche dans l'organe 5 d'évacuation des produits réactionnels par le conduit 11. La forme globale de tuyère de l'organe de réaction implique que la vitesse des gaz dans le col de la tuyère de longueur Lg1 est plus grande que dans la partie de longueur Lg3, faisant suite au divergent de longueur Lg2, et reliant ce divergent à l'organe d'évacuation des produits formés.Les canaux 12 , dans ce premier mode de mise en oeuvre du procédé de l'invention, ont chacun une section de surface et de forme sensiblement constante sur toute la longueur de l'organe de réaction.
Sur la figure 3, on a représenté, selon un deuxième mode de réalisation de l'invention, un réacteur R vertical, cylindrique, de forme allongée, d'axe XX' comprenant un organe de réaction 4, ayant la forme globale d'une tuyère, et formé par la superposition de trois garnissages successifs réalisés chacun à l'aide d'une série de monolithes 7 de faible épaisseur, comportant chacun une pluralité de canaux de section sensiblement carrée, lesdits monolithes étant superposés de manière à ce que l'on forme dans chaque garnissage une pluralité de canaux 12, juxtaposés et sensiblement parallèles, dont au moins une partie débouche dans l'organe 5 d'évacuation des produits réactionnels par le conduit 11.Le premier garnissage, côté organe de mélange, de longueur L1 sensiblement égale à la longueur Lg1 du col de la tuyère, comporte une pluralité de canaux ayant chacun une section de surface S1. Le deuxième garnissage, subséquent dudit premier garnissage, de longueur L2 un peu plus grande que la longueur Lg2 du divergent de la tuyère, comporte une pluralité de canaux ayant chacun une section de surface S2 supérieure à SI. Le troisième et dernier garnissage, côté organe d'évacuation, de longueur L3, comporte une pluralité de canaux ayant chacun une section de surface S3 supérieure à S2.Dans ce mode de réalisation de l'invention, les canaux 12 ont une section de forme sensiblement constante sur toute la longueur de l'organe de réaction, mais dont la surface individuelle est plus faible à proximité de l'organe de mélange qu'à proximité de l'organe d'évacuation. Dans cette réalisation, la forme globale de tuyère de l'organe de réaction implique que la vitesse des gaz dans le col de la tuyère de longueur Lg1 est plus grande que dans la partie de longueur Lg3, faisant suite au divergent de longueur
Lg2, et reliant ce divergent à l'organe d'évacuation des produits formés.Par ailleurs, selon cette réalisation, l'augmentation progressive de la dimension des espaces libres dans l'organe de réaction depuis l'entrée de la charge dans la zone centrale de l'organe (4) de réaction jusqu'à la sortie des produits réactionnels formés, au niveau de l'organe (5) d'évacuation desdits produits, permet un contrôle progressif des cinétiques d'oxydation avec pour conséquence une diminution de la température maximale atteinte au cours de la réaction.
Lg2, et reliant ce divergent à l'organe d'évacuation des produits formés.Par ailleurs, selon cette réalisation, l'augmentation progressive de la dimension des espaces libres dans l'organe de réaction depuis l'entrée de la charge dans la zone centrale de l'organe (4) de réaction jusqu'à la sortie des produits réactionnels formés, au niveau de l'organe (5) d'évacuation desdits produits, permet un contrôle progressif des cinétiques d'oxydation avec pour conséquence une diminution de la température maximale atteinte au cours de la réaction.
Sur la figure 4, on a représenté, selon un troisième mode de réalisation de l'invention, un réacteur R vertical, cylindrique, de forme allongée, d'axe XX' comprenant un organe de réaction 4, ayant la forme globale d'une tuyère, et formé par la superposition de trois garnissages successifs. Cette réalisation ne différe de celle représentée sur la figure 3 que par le fait que le premier garnissage a une longueur L1 inférieure à la longueur du col de la tuyère. Dans cette réalisation, la somme des longueurs des deux premiers garnissages est sensiblement égale à la longueur du col de la tuyère, le troisième garnissage s'étendant depuis le début du divergent de la tuyère jusqu'au niveau de l'organe (5) d'évacuation des produits réactionnels.
De manière habituelle, ces modes de réalisation de l'invention, tels que schématisés sur les figures 3 et 4, correspondent au cas où l'on introduit la charge oxydable et au moins un gaz oxydant dans une zone de mélange sous une pression et avec un débit tels que la vitesse du mélange gazeux à la sortie de la zone de mélange soit égale à Vî, on fait circuler ce mélange gazeux à la vitesse V1 dans ladite première partie de la zone centrale de la zone de réaction comportant au moins un garnissage adapté à définir une multiplicité d'espaces présentant des passages dont la section a une surface S1, lesdits apassages ayant suivant au moins une direction une dimension au plus égale à la distance de coincement de la flamme, ladite première partie de la zone centrale ayant une surface globale 8g1, puis on fait circuler le mélange gazeux, issu de ladite première partie, à une vitesse Vf, dans au moins une autre partie, subséquente de ladite première partie et comportant au moins un garnissage adapté à définir une multiplicité d'espaces présentant des passages dont la section a une surface Ss supérieure ou égale à S1, lesdits passages ayant suivant au moins une direction une dimension au plus égale à la distance de coincement de la flamme, ladite partie de la zone centrale ayant une surface globale Sgf supérieure à Sg-l. On préfère habituellement utiliser une réalisation dans laquelle la zone centrale de l'organe de réaction comporte trois parties de longueurs respectives Lg1, Lg2 et Lg3, la première partie ayant une surface globale 8g1 sensiblement constante sur toute sa longueur, la troisième partie ayant une surface globale Sg2, supérieure à Sg1, sensiblement constante sur toute sa longueur et la deuxième partie reliant ladite première partie à ladite troisième partie ayant une surface croissante depuis la valeur Sg1 jusqu'à la valeur Sg2, ladite zone centrale ayant ainsi la forme d'une tuyère et la longueur Lg2 étant telle que l'angle alpha (a) de ladite tuyère soit d'environ 15 à 120 degrés d'angle.
Dans les formes de réalisation schématisées sur les figures 3 et 4, la zone centrale de l'organe de réaction a, à proximité de l'organe de mélange, la forme d'une tuyère dont la section a, au niveau de son raccordement à l'organe de mélange (3) et sur une longueur Lg1, une surface Sgl inférieure ou égale à environ la surface S de la section de l'organe de mélange au niveau dudit raccordement, puis sur une longueur Lg2 la surface de la section augmente, de façon sensiblement régulière, jusqu'à une valeur
Sg2 égale à environ 1,5 à 500 fois Sg1, de préférence de 2 à 200 fois Sg1, et le plus souvent de 5 à 100 fois Sg1, et est ensuite maintenue sensiblement constante sur une longueur Lg3, la somme Lg des longueurs Lg1, Lg2 et Lg3 étant de préférence sensiblement égale à la longueur de ladite zone centrale dudit organe de réaction. On ne sortirait pas du cadre de la présente invention dans le cas où la longueur Lg3 serait égale à zéro. Habituellement, le premier garnissage de l'organe de réaction a des caractéristiques de longueur L1 et de surface S1 de section de passage telles que pour la réaction d'oxydation considérée le maximum de température soit atteint à une distance de l'organe de mélange au moins sensiblement égale à la valeur de la longueur
L1, indépendamment de la valeur de la longueur Lg1, de préférence ce maximum sera atteint a une distance comprise entre la valeur de la longueur LI et la valeur de la somme des longueurs L1 + L2.La longueur Lg2 est habituellement telle que l'angle alpha ( < i) de la tuyère soit d'environ 15 à environ 120 degrés d'angle, cet angle étant le plus souvent d'environ 20 à environ 90 degrés d'angle et de préférence d'environ 30 à environ 60 degrés d'angle. La longueur Lg3 sera de préférence choisie de manière à ce que le temps de séjour total dans l'organe de réaction soit suffisant pour atteindre l'équilibre. Il est possible de conserver constante et égale à Sg2 la surface de la section de la tuyère sur une longueur Lg4, puis de diminuer ou d'augmenter progressivement cette section jusqu'à ce qu'elle ait une valeur Sg3 telle que le rapport de ces surfaces
Sg2 : Sg3 soit par exemple d'environ 0,2 : 1 à environ 5 : 1, cette variation est effectuée sur une longueur Lg5.La somme des longueurs Lg4 + Lg5 étant habituellement égale à la longueur Lg3 définie ci-avant. II est parfois souhaitable d'obtenir, à la sortie de l'organe de réaction, des gaz ayant une vitesse relativement élevée ; dans ce cas, on peut diminuer la surface de la section de la tuyère à proximité de l'organe d'évacuation des produits réactionnels et on peut, dans ce cas, éventuellement choisir de maintenir ensuite constante cette section, par exemple sur une longueur Lg6 telle que la somme des longueurs Lg4 + Lg5 + Lg6 soit égale à la longueur Lg3 définie ci-avant.
Sg2 égale à environ 1,5 à 500 fois Sg1, de préférence de 2 à 200 fois Sg1, et le plus souvent de 5 à 100 fois Sg1, et est ensuite maintenue sensiblement constante sur une longueur Lg3, la somme Lg des longueurs Lg1, Lg2 et Lg3 étant de préférence sensiblement égale à la longueur de ladite zone centrale dudit organe de réaction. On ne sortirait pas du cadre de la présente invention dans le cas où la longueur Lg3 serait égale à zéro. Habituellement, le premier garnissage de l'organe de réaction a des caractéristiques de longueur L1 et de surface S1 de section de passage telles que pour la réaction d'oxydation considérée le maximum de température soit atteint à une distance de l'organe de mélange au moins sensiblement égale à la valeur de la longueur
L1, indépendamment de la valeur de la longueur Lg1, de préférence ce maximum sera atteint a une distance comprise entre la valeur de la longueur LI et la valeur de la somme des longueurs L1 + L2.La longueur Lg2 est habituellement telle que l'angle alpha ( < i) de la tuyère soit d'environ 15 à environ 120 degrés d'angle, cet angle étant le plus souvent d'environ 20 à environ 90 degrés d'angle et de préférence d'environ 30 à environ 60 degrés d'angle. La longueur Lg3 sera de préférence choisie de manière à ce que le temps de séjour total dans l'organe de réaction soit suffisant pour atteindre l'équilibre. Il est possible de conserver constante et égale à Sg2 la surface de la section de la tuyère sur une longueur Lg4, puis de diminuer ou d'augmenter progressivement cette section jusqu'à ce qu'elle ait une valeur Sg3 telle que le rapport de ces surfaces
Sg2 : Sg3 soit par exemple d'environ 0,2 : 1 à environ 5 : 1, cette variation est effectuée sur une longueur Lg5.La somme des longueurs Lg4 + Lg5 étant habituellement égale à la longueur Lg3 définie ci-avant. II est parfois souhaitable d'obtenir, à la sortie de l'organe de réaction, des gaz ayant une vitesse relativement élevée ; dans ce cas, on peut diminuer la surface de la section de la tuyère à proximité de l'organe d'évacuation des produits réactionnels et on peut, dans ce cas, éventuellement choisir de maintenir ensuite constante cette section, par exemple sur une longueur Lg6 telle que la somme des longueurs Lg4 + Lg5 + Lg6 soit égale à la longueur Lg3 définie ci-avant.
Ainsi, en utilisant un organe de réaction comportant plusieurs garnissages successifs ayant chacun des canaux de section unitaire de surface croissante dans le sens de circulation de la charge et en adoptant des conditions de travail permettant une variation de vitesse des gaz dans l'organe de réaction et par exemple une section globale de passage relativement étroite en début de zone de réaction, section globale de
surface par exemple à peu près équivalente à celle de l'organe de mélange au niveau de
son raccordement à l'organe de réaction ou à celle de l'organe d'éjection (non
représenté sur les figures) des gaz hors du mélangeur, puis en évasant
progressivement la partie interne, tel que cela est représenté sur les figures 3 et 4,
on éloigne très largement l'emplacement du pic de température dans le réacteur et
donc on minimise les risques d'échauffement de l'organe de mélange et on diminue ainsi
les risques de déformation dudit organe et ceux de détérioration des matériaux qui le
constituent. La mise en oeuvre du procédé de la présente invention permet de pouvoir
plus préchauffer les gaz que l'on introduit dans l'organe de mélange, sans risque
excessif pour celui-ci puisque le pic de température est, grâce à ce procédé et à sa
mise en oeuvre, écrêté et relativement éloigné de l'extrémité de l'organe de mélange, ce qui permet une conversion améliorée tout en conservant une marge de sécurité
largement suffisante. L'organe d'éjection peut être un organe quelconque choisi parmi ceux bien connus de l'homme du métier.Le plus souvent, cet organe d'éjection est une simple grille et il a une section de surface à peu près équivalente à celle de l'organe de
mélange au niveau de son raccordement avec celui-ci.
surface par exemple à peu près équivalente à celle de l'organe de mélange au niveau de
son raccordement à l'organe de réaction ou à celle de l'organe d'éjection (non
représenté sur les figures) des gaz hors du mélangeur, puis en évasant
progressivement la partie interne, tel que cela est représenté sur les figures 3 et 4,
on éloigne très largement l'emplacement du pic de température dans le réacteur et
donc on minimise les risques d'échauffement de l'organe de mélange et on diminue ainsi
les risques de déformation dudit organe et ceux de détérioration des matériaux qui le
constituent. La mise en oeuvre du procédé de la présente invention permet de pouvoir
plus préchauffer les gaz que l'on introduit dans l'organe de mélange, sans risque
excessif pour celui-ci puisque le pic de température est, grâce à ce procédé et à sa
mise en oeuvre, écrêté et relativement éloigné de l'extrémité de l'organe de mélange, ce qui permet une conversion améliorée tout en conservant une marge de sécurité
largement suffisante. L'organe d'éjection peut être un organe quelconque choisi parmi ceux bien connus de l'homme du métier.Le plus souvent, cet organe d'éjection est une simple grille et il a une section de surface à peu près équivalente à celle de l'organe de
mélange au niveau de son raccordement avec celui-ci.
Sans que cela soit limitatif, la forme de la tuyère sera de préférence telle que, en début de zone de réaction, sa section ait une surface de passage Sg1 à peu près
équivalente à la surface de l'organe d'éjection des gaz hors du mélangeur, ceci afin de
limiter au maximum les turbulences à ce niveau.
équivalente à la surface de l'organe d'éjection des gaz hors du mélangeur, ceci afin de
limiter au maximum les turbulences à ce niveau.
Dans une forme de réalisation avantageuse, la zone centrale de la zone de réaction comprend un catalyseur dans au moins une partie subséquente de la partie dans
laquelle le mélange gazeux a une vitesse V1.
laquelle le mélange gazeux a une vitesse V1.
Dans cette forme de réalisation avantageuse, l'organe de réaction pourra, par exemple dans au moins une partie de son volume et sur au moins une partie de la longueur Lg2 et/ou sur au moins une partie de la longueur Lg3, comprendre au moins un catalyseur tel que par exemple l'un des catalyseurs bien connus de l'homme du métier pour favoriser les réactions endothermiques de retour à l'équilibre.
Ce catalyseur peut être supporté par les parois des canaux du ou des monolithes, ou bien par des éléments particulaires comme cela est décrit dans la demande de brevet principal. A titres d'exemples non limitatifs de catalyseurs, on peut citer ceux comprenant un support, par exemple d'alumine ou de silice, sur lequel on a déposé, par exemple, du chlorure de cuivre et du chlorure de potassium, de l'oxyde de vanadium éventuellement assodé à du sulfate de potassium, du cérium, du lanthane, ou un composé de cérium ou de lanthane, du chrome, un métal du groupe VIII tel que par exemple le nickel et le fer, ou un composé de chrome ou d'un métal du groupe VIII tel que par exemple un composé de nickel ou de fer, du phosphomolybdate de bismuth, ou du molybdate de cobalt.Le catalyseur peut également comprendre des oxydes métalliques tels que des oxydes d'argent et/ou de cuivre et du carbure de silicium poreux recouvert d'argent. Dans une forme particulièrement avantageuse, on pourra disposer plusieurs catalyseurs de compositions différentes, chacun d'entre eux étant disposé dans la zone de réaction à l'endroit où sa composition est la mieux adaptée pour favoriser par exemple la ou les réactions endothermiques souhaiteés.
Selon un autre mode de réalisation de la présente invention, on introduit la charge oxydable et au moins un gaz oxydant dans une zone de mélange, puis on fait circuler ce mélange gazeux dans la zone centrale de l'organe de réaction, ladite zone centrale ayant la forme d'un venturi (figure 5) comprenant un convergent et un divergent séparés par un col, de préférence sensiblement rectiligne, ladite zone comportant un ou plusieurs garnissages adapté à définir une multiplicité d'espaces présentant des passages dont la section a dans le premier d'entre eux une surface S1 et dans le dernier d'entre eux une surface Ss supérieure ou égale à S1, lesdits passages ayant suivant au moins une direction une dimension au plus égale à la distance de coincement de la flamme, ladite zone ayant une section au niveau de son raccordement à l'organe de mélange de surface globale sensiblement égale à celle dudit organe au niveau dudit raccordement, une section au niveau du col de surface globale inférieure à celle de l'organe de mélange au niveau de son raccordement audit venturi et une section à l'extrémité du divergent dont la surface globale est supérieure à celle dudit col,
I'introduction de la charge et du gaz oxydant étant effectuée sous une pression et avec un débit tels que la vitesse du mélange gazeux au niveau du col du venturi est égale à
V1, ledit mélange gazeux ayant ensuite à la sortie du divergent dudit venturi une vitesse Vf inférieure à ladite vitesse V1.
I'introduction de la charge et du gaz oxydant étant effectuée sous une pression et avec un débit tels que la vitesse du mélange gazeux au niveau du col du venturi est égale à
V1, ledit mélange gazeux ayant ensuite à la sortie du divergent dudit venturi une vitesse Vf inférieure à ladite vitesse V1.
Dans le mode de réalisation schématisé sur la figure 5, le venturi comporte trois garnissages formés chacun par la superposition d'une série de monolithes 7 de faible épaisseur, comportant chacun une pluralité de canaux de section sensiblement carrée,
lesdits monolithes étant superposés de manière à ce que l'on forme une pluralité de
canaux 12 juxtaposés et sensiblement parallèles dont au moins une partie débouche
dans l'organe 5 d'évacuation des produits réactionnels par le conduit 11. Ces
monolithes ont chacun individuellement une section de surface globale qui va en
diminuant depuis une valeur de surface globale de préférence sensiblement égale à
celle de la surface globale S de l'organe de mélange au niveau de son raccordement à
l'organe de réaction jusqu'à une valeur Sg4 inférieure à S.La diminution de la surface
globale de la section est effectuée sur une longueur Lg7 telle que l'angle béta (,8) du
convergent soit de préférence d'environ 30 à 120 degrés d'angle. Le col du venturi a de
préférence une section de surface globale sensiblement constante et égale à Sg4 sur
une longueur Lg8 telle que la somme des longueur Lg7 + Lg8 soit sensiblement égale à 'la longueur Lg1 définie ci-avant. On ne sortirait pas du cadre de la présente invention
dans le cas où la longueur Lg7 serait sensiblement égale à la longueur Lg1, la longueur
Lg8 étant alors sensiblement égale à zéro.Le divergent du venturi a habituellement à
son extrémité une section dont la surface globale Sg5 est supérieure à celle dudit col et
est de préférence au moins égale à celle de l'organe de mélange au niveau de son
raccordement à l'organe de réaction. L'augmentation de la surface globale de la section
est effectuée sur une longueur Lg9 telle que l'angle gamma (y) du divergent soit de
préférence d'environ 15 à 120 degrés d'angle. La somme des longueurs Lg1 + Lg9 peut
être égale ou inférieure à la longueur Lg de l'organe de réaction.Dans le cas où la
somme des longueurs Lg1 + Lg9 est inférieure à la longueur Lg de l'organe de
réaction, la surface globale de la section à l'extrémité du divergent du venturi peut
être maintenue sensiblement constante et égale à Sg5 sur une longueur Lg3 telle que la
somme des longueurs Lg1 + Lg9 + Lg3 soit égale à la longueur Lg de l'organe de
réaction.On ne sortirait pas du cadre de cet autre mode de réalisation en conservant
constante la valeur Sg5 de la surface globale de la section à l'extrémité du venturi sur
une longueur Lg4, puis en diminuant ou en augmentant progressivement cette surface jusqu'à ce qu'elle ait une valeur Sg6 telle que le rapport de ces surfaces Sg5 : Sg6 soit
par exemple d'environ 0,2 :1 à environ 5 1, cette variation étant effectuée sur une
longueur Lg5. La somme des longueurs Lg4 + Lg5 est habituellement égale à la
longueur Lg3 définie ci-avant. II est parfois souhaitable d'obtenir, à la sortie de
l'organe de réaction, des gaz ayant une vitesse relativement élevée et dans ce cas on
peut diminuer la surface globale de la section de l'organe de réaction à proximité de
l'organe d'évacuation des produits réactionnels, ce qui revient à réaliser un deuxième
convergent débouchant directement dans l'organe d'évacuation des produits réactionnels ou se prolongeant sur une longueur Lg6 avec une section de surface globale sensiblement constante jusqu'à l'organe d'évacuation des produits réactionnels, cette longueur Lg6 étant habituellement telle que la somme des longueurs Lg4 + Lg5 +
Lg6 soit égale à la longueur Lg3 définie ci-avant.Il est de même possible, comme dans le mode de réalisation précédent, d'introduire au moins un catalyseur par exemple dans au moins une partie du volume réactionnel de la zone centrale de l'organe de réaction et en particulier sur au moins une partie de la longueur Lg8 et/ou sur au moins une partie de la longueur Lg9 et/ou Lg3.
lesdits monolithes étant superposés de manière à ce que l'on forme une pluralité de
canaux 12 juxtaposés et sensiblement parallèles dont au moins une partie débouche
dans l'organe 5 d'évacuation des produits réactionnels par le conduit 11. Ces
monolithes ont chacun individuellement une section de surface globale qui va en
diminuant depuis une valeur de surface globale de préférence sensiblement égale à
celle de la surface globale S de l'organe de mélange au niveau de son raccordement à
l'organe de réaction jusqu'à une valeur Sg4 inférieure à S.La diminution de la surface
globale de la section est effectuée sur une longueur Lg7 telle que l'angle béta (,8) du
convergent soit de préférence d'environ 30 à 120 degrés d'angle. Le col du venturi a de
préférence une section de surface globale sensiblement constante et égale à Sg4 sur
une longueur Lg8 telle que la somme des longueur Lg7 + Lg8 soit sensiblement égale à 'la longueur Lg1 définie ci-avant. On ne sortirait pas du cadre de la présente invention
dans le cas où la longueur Lg7 serait sensiblement égale à la longueur Lg1, la longueur
Lg8 étant alors sensiblement égale à zéro.Le divergent du venturi a habituellement à
son extrémité une section dont la surface globale Sg5 est supérieure à celle dudit col et
est de préférence au moins égale à celle de l'organe de mélange au niveau de son
raccordement à l'organe de réaction. L'augmentation de la surface globale de la section
est effectuée sur une longueur Lg9 telle que l'angle gamma (y) du divergent soit de
préférence d'environ 15 à 120 degrés d'angle. La somme des longueurs Lg1 + Lg9 peut
être égale ou inférieure à la longueur Lg de l'organe de réaction.Dans le cas où la
somme des longueurs Lg1 + Lg9 est inférieure à la longueur Lg de l'organe de
réaction, la surface globale de la section à l'extrémité du divergent du venturi peut
être maintenue sensiblement constante et égale à Sg5 sur une longueur Lg3 telle que la
somme des longueurs Lg1 + Lg9 + Lg3 soit égale à la longueur Lg de l'organe de
réaction.On ne sortirait pas du cadre de cet autre mode de réalisation en conservant
constante la valeur Sg5 de la surface globale de la section à l'extrémité du venturi sur
une longueur Lg4, puis en diminuant ou en augmentant progressivement cette surface jusqu'à ce qu'elle ait une valeur Sg6 telle que le rapport de ces surfaces Sg5 : Sg6 soit
par exemple d'environ 0,2 :1 à environ 5 1, cette variation étant effectuée sur une
longueur Lg5. La somme des longueurs Lg4 + Lg5 est habituellement égale à la
longueur Lg3 définie ci-avant. II est parfois souhaitable d'obtenir, à la sortie de
l'organe de réaction, des gaz ayant une vitesse relativement élevée et dans ce cas on
peut diminuer la surface globale de la section de l'organe de réaction à proximité de
l'organe d'évacuation des produits réactionnels, ce qui revient à réaliser un deuxième
convergent débouchant directement dans l'organe d'évacuation des produits réactionnels ou se prolongeant sur une longueur Lg6 avec une section de surface globale sensiblement constante jusqu'à l'organe d'évacuation des produits réactionnels, cette longueur Lg6 étant habituellement telle que la somme des longueurs Lg4 + Lg5 +
Lg6 soit égale à la longueur Lg3 définie ci-avant.Il est de même possible, comme dans le mode de réalisation précédent, d'introduire au moins un catalyseur par exemple dans au moins une partie du volume réactionnel de la zone centrale de l'organe de réaction et en particulier sur au moins une partie de la longueur Lg8 et/ou sur au moins une partie de la longueur Lg9 et/ou Lg3.
Dans les divers modes de réalisation de la présente invention, L'organe de réaction a une section, de forme quelconque, définie par une courbe fermée telle que par exemple un cercle, une ellipse ou un polygone tel qu'un rectangle ou un carré. Dans le cas où cet organe a la forme d'une tuyère, celle-ci a une section dont la surface globale Sg1 est plus faible à proximité de l'organe de mélange qu'à proximité de l'organe d'évacuation où elle est égale à Sg2. Dans les modes de réalisation schématisés sur les figures 3 et 4, la tuyère a une section sensiblement carrée.
Le procédé de la présente invention peut ainsi être mis en oeuvre dans un réacteur dont la zone centrale de l'organe de réaction a par exemple la forme d'une tuyère ou celle d'un venturi. Cette zone centrale peut comprendre s parties successives, chaque partie comportant un garnissage présentant des passages dont la section a, dans chacun d'eux, une surface constante tout au long de ladite zone centrale, ou selon une autre réalisation chaque partie comporte un garnissage présentant des passages dont la section a, dans chacun d'eux, une surface croissante, de l'un à l'autre, depuis le premier jusqu'au dernier. Habituellement s est un nombre entier positif supérieur ou égal à 2.
Dans le cas où les passages ont une section de surface plus grande côté organe d'évacuation que côté organe de mélange, la zone centrale de l'organe de réaction est le plus souvent telle que la première partie, côté organe de mélange, comporte un garnissage adapté à définir une multiplicité d'espaces présentant des passages dont la section a une surface S1, lesdits passages ayant suivant au moins une direction une dimension au plus égale à la distance de coincement de la flamme pouvant résulter de l'oxydation de ladite charge, et dont la dernière partie, côté organe d'évacuation, comporte un garnissage adapté à définir une multiplicité d'espaces présentant des passages dont la section a une surface Ss supérieure à S1, lesdits passages ayant suivant au moins une direction une dimension au plus égale à la distance de coincement de la flamme pouvant résulter de l'oxydation de ladite charge.
Habituellement, la zone centrale de l'organe de réaction comprend s parties successives comportant chacune un garnissage adapté à définir une multiplicité d'espaces présentant des passages dont la section a une surface croissante, d'une partie à la suivante, depuis la première partie jusqu'à la dernière partie. De préférence, le nombre s est un nombre entier positif de 2 à 10 et le plus souvent de 3 à 6. Les surfaces S1 et Ss sont habituellement telles que le rapport Ss : S1 soit d'environ 100 1 à environ 4 1 et fréquemment d'environ 50 1 à environ 4 1 et le plus souvent d'environ 25 1 à environ 10 1. Dans une forme de réalisation fréquente, la zone centrale de l'organe de réaction comprend trois parties successives.
Dans ce cas le plus fréquent où la zone centrale comporte trois parties successives, la première partie, côté organe de mélange, comporte sur une longueur L1 un garnissage adapté à définir des passages dont la section a une surface S1, la deuxième partie, subséquente de ladite première partie, comporte sur une longueur L2 un garnissage adapté à définir des passages dont la section a une surface S2 et la troisième et dernière partie, côté organe d'évacuation, comporte sur une longueur L3 un garnissage adapté à définir des passages dont la section a une surface S3, lesdites surfaces S1, 52 et S3 étant telles que le rapport S3 : SI soit d'environ 100 1 à environ 4 : 1, et le rapport S2 : S1 soit d'environ 50 : 1 à environ 1,2 : 1.
Fréquemment le rapport S3 : S1 sera d'environ 50 : 1 à environ 4 : 1 et le plus souvent il sera d'environ 25 : 1 à environ 10 : 1 et le rapport S2 : S1 sera fréquemment d'environ 25 : 1 à environ 1,5 : 1 et le plus souvent il sera d'environ 10:1 à environ 2: 1.
De manière préférée dans le procédé de la présente invention, on fait circuler le mélange gazeux dans la zone centrale de la zone de réaction dans des conditions telles que pour la réaction d'oxydation considérée le maximum de température soit atteint dans la zone de vitesse maximum en un point situé entre le milieu de ladite zone et son extrémité située du côté de la zone d'évacuation.
Le plus souvent, dans le cas où la zone centrale de l'organe de réaction comporte plusieurs garnissages ayant des passages de section de surface variable, les conditions de vitesse et de dimensions (en particulier longueur L1 du premier garnissage et surface S1 de la section des passages de ce premier garnissage) seront choisies de manière à ce que pour la réaction d'oxydation considérée, le maximum de température soit atteint à une distance de l'organe de mélange au moins sensiblement égale à la valeur de la longueur L1.Le plus souvent, les caractéristiques de longueur Lî et L2 et de surface S1 et S2 de section de passage des deux premiers garnissages seront telles que le maximum de température soit atteint à une distance de l'organe de mélange sensiblement comprise entre la valeur de la longueur L1 et la valeur de la somme des longueurs LI + L2.
'Aussi bien dans le cas de la tuyère que dans celui du venturi, il peut être avantageux, suivant les caractéristiques de longueur et de surface de sections de passages des deux premiers garnissages, que pour la réaction d'oxydation considérée le maximum de température soit atteint à une distance de l'organe de mélange sensiblement comprise entre environ 0,8 fois et environ 1 fois la valeur de la longueur Lg ; en effet ce choix présente plusieurs avantages:: - le pic de température est en général repoussé relativement loin du mélangeur, surtout si la surface globale de la section de la zone de réaction est relativement faible et donc la vitesse des gaz relativement grande, - au niveau du pic de température, on aura ainsi une épaisseur du second garnissage formant un manchon (10), réalisé à l'aide d'un matériau réfractaire et isolant thermique, relativement importante, minimisant ainsi les pertes thermiques à ce niveau, - enfin, la section de passage étant resserrée au niveau du pic de température, la capacité à emmagasiner de la chaleur sera réduite, les gaz emportant un maximum de celle-ci vers la suite du réacteur pour les réactions de retour à l'équilibre.
Comme précisé ci-avant, le pic de température est de préférence atteint dans la zone où les gaz ont la vitesse maximum, mais on ne sortirait pas du cadre de la présente invention dans le cas où ce pic ne serait atteint que dans une zone subséquente à ladite zone de vitesse maximum. Habituellement, dans un cas comme dans l'autre, le pic de température est atteint dans la zone comprenant le deuxième garnissage aussi bien dans le cas de la tuyère que dans le cas du venturi.On peut ainsi distinguer par exemple dans le cas de la tuyère deux formes de réalisation : la première dans laquelle la partie de plus faible section de la tuyère comprend sur toute sa longueur un ou plusieurs garnissages ayant des caractéristiques de dimension, de surface des sections de passages et de longueur telles que pour la réaction d'oxydation considérée et dans les conditions choisies de vitesse des gaz le maximum de température soit atteint dans ladite partie et la deuxième dans laquelle la partie de plus faible section de la tuyère comprend sur toute sa longueur un ou plusieurs garnissages ayant des caractéristiques de dimensions, de surface des sections de passages et de longueurs telles que pour la réaction d'oxydation considérée, le maximum de température soit atteint dans une des 'parties subséquentes de ladite partie et donc ne soit pas atteint dans ladite partie.
Dans le cas du venturi, celui-ci comprend de préférence sur toute sa longueur un ou plusieurs garnissages ayant des caractéristiques de dimension, de surface des sections de passages et de longueurs telles que pour la réaction d'oxydation considérée et dans les conditions choisies de vitesse des gaz, le maximum de température soit atteint en un point situé après le milieu du col dans le sens de circulation de la charge mise en réaction et de préférence en un point situé à une distance supérieure à 0,8 fois la longueur du col à partir du début de celui-ci dans le sens de circulation de la charge.
Les conditions de mise en oeuvre du procédé sont, dans ce cas, le plus souvent choisies de sorte que le pic de température soit atteint avant l'extrémité du col située du côté de l'organe d'évacuation.
Globalement, le procédé selon la présente invention est particulièrement avantageux.
Ainsi, selon la présente invention, en particulier dans le cas d'une zone centrale de réaction dont l'organe comporte des canaux de section de surface croissante dans le sens de circulation des gaz, lorsque l'on passe de la zone de mélange à la zone de réaction, on passe du point de vue de la cinétique des réactions d'oxydation d'une situation de blocage pratiquement complet de l'avancement des réactions d'oxydation, en particulier dans le cas des mélangeurs à poudre, puisque la poudre de granulométrie contrôlée a précisément ce rôle, à une situation d'avancement contrôlé de ces réactions.Ceci permet d'une part, par la présence de canaux même fins au début de l'organe de réaction, de limiter la perte de charge de l'ensemble, d'autre part, d'un point de vue cinétique, les réactions d'oxydation sont limitées, voire totalement contrôlées par des effets de parois, ce qui est beaucoup moins le cas des réactions de retour à l'équilibre type vaporéformage thermique. On voit donc bien qu'il est possible, partiellement, de limiter les réactions d'oxydation exothermiques en multipliant notablement les effets de parois puisque la taille moyenne des canaux est plus faible et simultanément de laisser plus de temps aux réactions endothermiques de retour à l'équilibre.Ainsi, en terme d'espace libre, on passe d'une situation où la taille moyenne des espaces (en terme de surface moyenne de section de passage) est habituellement de l'ordre de quelques dizaines de microns carrés à une situation où la taille moyenne des espaces est de l'ordre de quelques millimètres carrés. Le procédé de la présente invention, mis en oeuvre dans les conditions décrites ci-avant, permet donc un contrôle des cinétiques des réactions d'oxydation dans la zone de réaction en ayant au début de cette zone des espaces libres de dimensions relativement faibles et en augmentant les dimensions de ces espaces tout au long de cette zone. Une telle réalisation permet d'obtenir ce que l'on pourrait appeler un "décoincement progressif" des cinétiques des réactions d'oxydation.
Habituellement, la dimension des divers passages dans la zone centrale de l'organe de réaction reste inférieure à environ 10-2 mètre (m), cette dimension est le plus souvent d'environ 5x10-5 à environ 2x10-3 m et de préférence d'environ 10-4 à environ 10-3 m. En termes de surface de section ces espaces auront ainsi une surface habituellement d'environ 0,0025 à environ 100 mm2 et le plus souvent d'environ 0,01 à environ 4 mm2.
En outre, lorsque l'on cumule cette action de "décoincement progressif" des cinétiques des réactions d'oxydation avec l'effet de vitesse en choissisant des conditions de mise en oeuvre telles que la vitesse V1 soit très élévée et que la vitesse Vf soit relativement faible, on éloigne au maximum le pic de température du mélangeur sans augmenter énormément les pertes de charge ni démesurément la longueur totale du réacteur.
Le procédé d'oxydation s'applique en particulier à l'oxydation d'une charge d'hydrocarbures, et par exemple d'une charge d'hydrocarbures aliphatiques saturés tels que le méthane et les effluents du procédé de réformage catalytique à la vapeur,
I'orthoxylène, le naphtalène, le benzène, le méthanol, les mélanges méthane-toluène, et les mélanges éthylène-acide chlorhydrique. On peut utiliser comme gaz oxydant par exemple de l'air ou de l'air enrichi en oxygène, sans inconvénients notables, et en particulier sans formation excessive de suies. Le procédé de la présente invention est en particulier applicable à l'oxydation ménagée d'une charge d'hydrocarbures par un mélange de gaz comprenant de l'oxygène, en vue de produire un mélange de gaz, utilisable pour la synthèse de l'ammoniac ou la synthèse d'alcools, comprenant de l'hydrogène et du monoxyde de carbone.Habituellement, les gaz réactifs sont préchauffés de manière à ce que la température du mélange à l'entrée de la zone de réaction soit d'environ 300 "C à environ 800 "C et le plus souvent d'environ 350 "C à environ 750 "C. Les rapports molaires gaz oxydant sur charge oxydable que l'on préconise, et par exemple le rapport molaire oxygène/méthane, sont habituellement d'environ 0,5 1 à environ 0,75 1. Le temps de séjour des gaz réactifs dans la zone de réaction est habituellement d'environ 2 millisecondes à environ 10 secondes, et de 'préférence d'environ 50 millisecondes à environ 1 seconde.
I'orthoxylène, le naphtalène, le benzène, le méthanol, les mélanges méthane-toluène, et les mélanges éthylène-acide chlorhydrique. On peut utiliser comme gaz oxydant par exemple de l'air ou de l'air enrichi en oxygène, sans inconvénients notables, et en particulier sans formation excessive de suies. Le procédé de la présente invention est en particulier applicable à l'oxydation ménagée d'une charge d'hydrocarbures par un mélange de gaz comprenant de l'oxygène, en vue de produire un mélange de gaz, utilisable pour la synthèse de l'ammoniac ou la synthèse d'alcools, comprenant de l'hydrogène et du monoxyde de carbone.Habituellement, les gaz réactifs sont préchauffés de manière à ce que la température du mélange à l'entrée de la zone de réaction soit d'environ 300 "C à environ 800 "C et le plus souvent d'environ 350 "C à environ 750 "C. Les rapports molaires gaz oxydant sur charge oxydable que l'on préconise, et par exemple le rapport molaire oxygène/méthane, sont habituellement d'environ 0,5 1 à environ 0,75 1. Le temps de séjour des gaz réactifs dans la zone de réaction est habituellement d'environ 2 millisecondes à environ 10 secondes, et de 'préférence d'environ 50 millisecondes à environ 1 seconde.
Exemple
On effectue l'oxydation d'une charge de méthane en présence de vapeur d'eau, par de l'air dans un réacteur R vertical de forme tubulaire (figure 3) comportant une enveloppe extérieure 8, métallique, supportant la pression, deux entrées 1 et 2 pour les gaz et une sortie 1 1 pour les effluents.
On effectue l'oxydation d'une charge de méthane en présence de vapeur d'eau, par de l'air dans un réacteur R vertical de forme tubulaire (figure 3) comportant une enveloppe extérieure 8, métallique, supportant la pression, deux entrées 1 et 2 pour les gaz et une sortie 1 1 pour les effluents.
A l'intérieur de la dite enveloppe et sensiblement en son centre, on place un mélangeur de gaz entouré lui-même d'une enveloppe métallique 13 étanche, cylindrique de 10-1 m de hauteur et de 4x10-2 m de diamètre (I'ensemble forme l'organe de mélange 3).
Ce mélangeur est formé par des disques 6 empilés les uns sur les autres comprenant des canaux croisés de type SULZER ; ces disques et l'espace libre les surmontant sont remplis de poudre d'alumine de granulométrie comprise entre 5x10'5 m et 10-4 m (50 à 100 um (micromètre)).
Dans l'organe de mélange, à son extrémité supérieure, deux conduits permettent d'apporter les deux fluides (méthane + vapeur d'eau d'un côté par le conduit 1, air de l'autre par le conduit 2).
L'enveloppe cylindrique entourant le mélangeur est terminée par une trémie retenant la poudre d'alumine placée sur une grille (non représentée sur la figure 3) comportant 16 trous de 4x10-5 m de diamètre disposés à l'intérieur d'un carré central de 10-2 m de côté. Cette grille joue le rôle de l'organe d'éjection des gaz depuis l'organe de mélange dans l'organe de réaction.
Les gaz sortant de l'organe de mélange pénètrent à travers la grille centrale dans la partie réactionnelle 4 qui est constituée par l'empilement de 50 pièces unitaires carrées en zircone mullite de section de surface globale variable, mais de même épaisseur égale à 10-2 m . On rencontre d'abord un empilement de 12 pièces de 10-2 m de côté comportant 100 trous carrés de 0,25x10'3 m de côté, puis 10 pièces de dimensions globales variables allant de 1,2 à 4,8x1 0-2 m de côté avec un pas de 0,4x10-2 m comportant un nombre croissant de trous, proportionnellement aux dimensions globales, lesdits trous ayant 0,5x10-3 m de côté, puis 28 pièces de 5x10-2 m de côté comportant 1296 trous carrés de 10-3 m de côté.
L'enveloppe métallique 13, entourant le mélangeur, et les monolithes 7, de la partie réactionnelle 4, sont enserrés dans un manchon en fibre d'alumine de diamètre externe 14x10-2 m. Ce manchon 10 en fibre est entouré d'un manchon 9 en béton réfractaire faisant la liaison avec la paroi métallique 8 formant l'enveloppe extérieure du réacteur R. Les fibres d'alumine utilisées pour fabriquer le manchon ont un diamètre moyen de 3x10-6 m et une longueur moyenne de 150x10-6 m. La densité apparente du manchon mesurée aprés 10 heures de fonctionnement du réacteur est de 0,3 et la dimension moyenne des espaces interfibres est de 6x1 0-6m.
Dans le réacteur tel que décrit ci-avant et fonctionnant sous 4MPa, on introduit par la ligne 1 du méthane et de la vapeur d'eau, et par la ligne 2 de l'air en proportions telles que le mélange de gaz a la composition molaire suivante: CH4 = 450 H2O = 900 2 = 290
N2 =1130
Le débit total des gaz aux conditions d'entrée dans le réacteur est de 4,1 m3xh-1 (mètre cube par heure). Dans ces conditions, la vitesse des gaz calculée (en tenant compte du débit et de la surface totale de passage ) au niveau de l'entrée des gaz dans la zone centrale de l'organe de réaction est de 23,3 mxs-1 (mètre par seconde) et les gaz ont sensiblement la même vitesse à l'extrémité du col de la tuyère.La vitesse des gaz calculée au niveau de la sortie de la zone centrale de l'organe de réaction est de 1,4 mxs-1. La température du mélange gazeux à l'entrée de l'organe de mélange est de 480 C. A la sortie 1 1 du réacteur, on récupère un gaz à une température de 890"C, dont la composition molaire est, après condensation de l'eau, la suivante
CH4 = 15
N2 = 1130 2 = 0
H2 = 903
CO = 256 Cl2= 179
Aprés 5 heures de fonctionnement, les conditions thermiques sont stabilisées et la réaction a pu être effectuée durant 600 heures sans aucun problème. Le différentiel de perte de charge (AP2- aP1), mesuré aprés 5 heures de fonctionnement, est de 0,1 MPa.Au cours de ce fonctionnement, la température de la paroi métallique du réacteur mesurée sur sa face externe n'a pas dépassé 1500C. Après arrêt du test et démontage des divers éléments formant le réacteur, on n'a pas constaté de fissures dans la couche de béton, ni aucune détérioration, ni du manchon fibreux, ni des diverses pièces en céramique. Par ailleurs, au cours de ce test, on a pu mesurer une teneur en coke égale à environ 8 milligrammes de coke par mètre cube de gaz (ramenée à température et pression normales) à la sortie 1 1 du réacteur. Ces résultats montrent que l'on peut, sans problème majeur, travailler avec des gaz ayant une température d'entrée plus élevée et obtenir une meilleure conversion avec une diminution de la formation du coke par rapport à ce que l'on avait obtenu avec le réacteur selon la demande principale.
N2 =1130
Le débit total des gaz aux conditions d'entrée dans le réacteur est de 4,1 m3xh-1 (mètre cube par heure). Dans ces conditions, la vitesse des gaz calculée (en tenant compte du débit et de la surface totale de passage ) au niveau de l'entrée des gaz dans la zone centrale de l'organe de réaction est de 23,3 mxs-1 (mètre par seconde) et les gaz ont sensiblement la même vitesse à l'extrémité du col de la tuyère.La vitesse des gaz calculée au niveau de la sortie de la zone centrale de l'organe de réaction est de 1,4 mxs-1. La température du mélange gazeux à l'entrée de l'organe de mélange est de 480 C. A la sortie 1 1 du réacteur, on récupère un gaz à une température de 890"C, dont la composition molaire est, après condensation de l'eau, la suivante
CH4 = 15
N2 = 1130 2 = 0
H2 = 903
CO = 256 Cl2= 179
Aprés 5 heures de fonctionnement, les conditions thermiques sont stabilisées et la réaction a pu être effectuée durant 600 heures sans aucun problème. Le différentiel de perte de charge (AP2- aP1), mesuré aprés 5 heures de fonctionnement, est de 0,1 MPa.Au cours de ce fonctionnement, la température de la paroi métallique du réacteur mesurée sur sa face externe n'a pas dépassé 1500C. Après arrêt du test et démontage des divers éléments formant le réacteur, on n'a pas constaté de fissures dans la couche de béton, ni aucune détérioration, ni du manchon fibreux, ni des diverses pièces en céramique. Par ailleurs, au cours de ce test, on a pu mesurer une teneur en coke égale à environ 8 milligrammes de coke par mètre cube de gaz (ramenée à température et pression normales) à la sortie 1 1 du réacteur. Ces résultats montrent que l'on peut, sans problème majeur, travailler avec des gaz ayant une température d'entrée plus élevée et obtenir une meilleure conversion avec une diminution de la formation du coke par rapport à ce que l'on avait obtenu avec le réacteur selon la demande principale.
Claims (10)
1 - Procédé d'oxydation selon la revendication 15 ou 16 de la demande principale caractérisé en ce que dans au moins une première partie de la zone centrale de la zone de réaction, côté zone de mélange, on fait circuler le mélange gazeux à une vitesse V1 et en ce que dans au moins une autre partie subséquente de ladite première partie, côté zone d'évacuation des produits réactionnels, on fait circuler ledit mélange gazeux issu de ladite première partie à une vitesse Vf inférieure à ladite vitesse V1.
2 - Procédé selon la revendication 1 dans lequel la vitesse V1 est d'environ 2 à environ 300 mxs-1 et la vitesse Vf est d'environ 0,05 à environ 250 mxs-1.
3 - Procédé selon la revendication 1 ou 2 dans lequel le rapport des vitesses VI : Vf est d'environ 2 1 à environ 50 1.
4 - Procédé selon l'une des revendications 1 à 3 dans lequel on introduit la charge oxydable et au moins un gaz oxydant dans une zone de mélange sous une pression et avec un débit tels que la vitesse du mélange gazeux à la sortie de la zone de mélange soit égale à V1, on fait circuler ce mélange gazeux à la vitesse V1 dans ladite première partie de la zone centrale de la zone de réaction comportant au moins un garnissage adapté à définir une multiplicité d'espaces présentant des passages dont la section a une surface SI, lesdits passages ayant suivant au moins une direction une dimension au plus égale à la distance de coincement de la flamme, ladite première partie de la zone centrale ayant une surface globale Sg1, puis on fait circuler le mélange gazeux, issu de ladite première partie, à une vitesse Vf, dans au moins une autre partie, subséquente de ladite première partie et comportant au moins un garnissage adapté à définir une multiplicité d'espaces présentant des passages dont la section a une surface
Ss supérieure ou égale à S1, lesdits passages ayant suivant au moins une direction une dimension au plus égale à la distance de coincement de la flamme, ladite partie de la zone centrale ayant une surface globale Sgf supérieure à Sg1.
5 - Procédé selon la revendication 4 dans lequel la zone centrale de l'organe de réaction comporte trois parties de longueur respective Lg1, Lg2 et Lg3, la première partie ayant une surface globale Sg1 sensiblement constante sur toute sa longueur, la troisième partie ayant une surface globale Sg2, supérieure à 8g1, sensiblement constante sur toute sa longueur et la deuxième partie reliant ladite première partie à ladite troisième partie ayant une surface croissante depuis la valeur Sg1 jusqu'à la valeur Sg2, ladite zone centrale ayant ainsi la forme d'une tuyère et la longueur Lg2 étant telle que l'angle alpha (a)de ladite tuyère soit d'environ 15 à 120 degrés d'angle.
6 - Procédé selon l'une des revendications 1 à 3 dans lequel on introduit la charge oxydable et au moins un gaz oxydant dans une zone de mélange, puis on fait circuler ce mélange gazeux dans la zone centrale de l'organe de réaction, ladite zone centrale ayant la forme d'un venturi comprenant un convergent et un divergent séparés par un col, ladite zone comportant un ou plusieurs garnissages adaptés à définir une multiplicité 'd'espaces présentant des passages dont la section a dans le premier d'entre eux une surface S1 et dans le dernier d'entre eux une surface Ss supérieure ou égale à S1,
lesdits passages ayant suivant au moins une direction une dimension au plus égale à la distance de coincement de la flamme, ladite zone ayant une section au niveau de son raccordement à l'organe de mélange de surface globale sensiblement égale à celle dudit organe au niveau dudit raccordement, une section au niveau du col de surface globale inférieure à celle de l'organe de mélange au niveau de son raccordement audit venturi et une section à l'extrémité du divergent dont la surface globale est supérieure à celle dudit col, I'introduction de la charge et du gaz oxydant étant effectués sous une pression et avec un débit tels que la vitesse du mélange gazeux au niveau du col du venturi est égale à V1, ledit mélange gazeux ayant ensuite à la sortie du divergent dudit venturi une vitesse Vf inférieure à ladite vitesse Vî.
7 - Procédé selon l'une des revendications 4 à 6 dans lequel la zone centrale de l'organe de réaction comporte des garnissages présentant des passages dont la section a, dans chacun d'eux, une surface constante tout au long de ladite zone centrale.
8 - Procédé selon l'une des revendications 4 à 6 dans lequel la zone centrale de l'organe de réaction comporte des garnissages présentant des passages dont la section a, dans chacun d'eux, une surface croissante, de l'un à l'autre, depuis le premier jusqu'au dernier.
9 - Procédé selon l'une des revendications 4 à 8 dans lequel on fait circuler le mélange gazeux dans la zone centrale de la zone de réaction dans des conditions telles que pour la réaction d'oxydation considérée le maximum de température soit atteint dans la zone de vitesse maximum en un point situé entre le milieu de ladite zone et son extrémité située du côté de la zone d'évacuation.
10 - Procédé selon l'une des revendications 1 à 9 dans lequel la zone centrale de la zone de réaction comprend un catalyseur dans au moins une partie subséquente de la partie dans laquelle le mélange gazeux a une vitesse V1.
Priority Applications (11)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| FR9007913A FR2663561B2 (fr) | 1989-09-12 | 1990-06-21 | Procede d'oxydation d'une charge oxydable et sa mise en óoeuvre. |
| DZ900154A DZ1444A1 (fr) | 1989-09-12 | 1990-08-25 | Procédé et réacteur d'oxydation à differentiel de perte de charge et son utilisation. |
| DE90402439T DE69004645T2 (de) | 1989-09-12 | 1990-09-05 | Oxidationsreaktor mit differentiellem Druckverlust sowie seine Verwendung. |
| EP90402439A EP0418122B1 (fr) | 1989-09-12 | 1990-09-05 | Réacteur d'oxydation à différentiel de perte de charge et son utilisation. |
| NO903937A NO178328C (no) | 1989-09-12 | 1990-09-10 | Oksydasjonsreaktor, fremgangsmåte for oksydering ved hjelp av en slik reaktor, samt anvendelse av reaktoren |
| NZ235237A NZ235237A (en) | 1989-09-12 | 1990-09-10 | Reactor for producing synthesis gas including mixing member |
| AU62367/90A AU641177B2 (en) | 1989-09-12 | 1990-09-11 | A method and reactor for oxidation with a pressure drop differential and its use |
| MYPI90001563A MY107715A (en) | 1989-09-12 | 1990-09-11 | A method and reactor for oxidation with a pressure drop differential, and its use. |
| CA002025156A CA2025156C (fr) | 1989-09-12 | 1990-09-12 | Reacteur d'oxydation a differentiel de perte de charge et son utilisation |
| JP02243691A JP3079312B2 (ja) | 1989-09-12 | 1990-09-12 | 圧力損失差のある酸化方法および酸化反応器およびその使用 |
| US07/582,426 US5186910A (en) | 1989-09-12 | 1990-09-12 | Method and reactor for oxidation with a pressure drop differential, and its use |
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| FR8912016A FR2651689B1 (fr) | 1989-09-12 | 1989-09-12 | Reacteur d'oxydation a differentiel de perte de charge et son utilisation. |
| FR9007913A FR2663561B2 (fr) | 1989-09-12 | 1990-06-21 | Procede d'oxydation d'une charge oxydable et sa mise en óoeuvre. |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| FR2663561A2 true FR2663561A2 (fr) | 1991-12-27 |
| FR2663561B2 FR2663561B2 (fr) | 1992-08-14 |
Family
ID=26227550
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| FR9007913A Expired - Lifetime FR2663561B2 (fr) | 1989-09-12 | 1990-06-21 | Procede d'oxydation d'une charge oxydable et sa mise en óoeuvre. |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| FR (1) | FR2663561B2 (fr) |
-
1990
- 1990-06-21 FR FR9007913A patent/FR2663561B2/fr not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| FR2663561B2 (fr) | 1992-08-14 |
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