FR 2648145 A1 19901214 FR 8907705 A 19890608 2648 145 L'invention concerne un procéde de craquage thermique d'une charge comprenant au moins un hydrocarbure contenant au moins un atome de carbone, dans une zone de craquage ou de pyrolyse constituée d'un nouvel alliage. Par craquage thermique, on entend les procédés de vapocraquage d'une charge d'au moins un hydrocarbure à deux atomes de oarbone en présence de vapeur d'eau, les procédés de déshydrogénation thermique telle la pyrolyse du méthane ou de déshydrogénation catalytique telle la déshydrogénation de l'éthylbenzène en styrène ou du propane en propylène. Tous ces procédés impliquent des réactions à haut flux thermique, suivies d'une trempe rapide des effluents de pyrolyse. Dans la suite de la description, on décrira à titre purement illustratif, l'invention comme.étant un procédé de vapocraquage d'au moins un hydrocarbure renfermant au moins deux atomes de carbone, destiné à produire des olefines légères. Son principe est basé sur l'instabilité à température élevée des paraffines et des naphtènes comparativement à celle des oléfines et des aromatiques. Les réactions principales sont la rupture d'une liaison C-C par un mécanisme de rupture homolytique pour conduire à une olefine et à une paraffine, et la déshydrogénation. Ces deux réactions sont endothermiques, et donc favorisées par une élévation de la température; elles provoquent, par ailleurs, une augmentation du nombre de molécules, ce qui fait qu'elles sont favorisées par de faibles pressions partielles des hydrocarbures à traiter; c'est la raison pour laquelle cette pression est réduite au maximum par addition de vapeur d'eau au milieu réactionnel. Les problèmes liés à l'utilisation de la technique de vapocraquage font apparaître plusieurs sources principales de difficultés inhérentes au procédé opérant à haute température: - oxydation des matériaux constitutifs du réacteur, - cémentation de ces matériaux, - formation de coke sur les parois en contact avec les hydrocarbures, - tenue au fluage du réacteur. 2648 1 4 5 Une des solutions proposée par la demanderesse WO 8700546 a été l'utilisation de matériaux céramiques permettant de tenir à très haute température (par exemple 1200 C) et d'obtenir un flux thermique élevé. L'accroissement de ce dernier facteur peut être essentiellement obtenu en augmentant la température de peau des réacteurs tubulaires et/ou en diminuant le diamètre des tubes (ce qui permet d'augmenter le rapport s/v, s étant la surface d'échange et v le volume réactionnel). Cependant, il existe un certain nombre de difficultés de mise en oeuvre, en particulier au niveau de l'étanchéité au contact de la céramique formant le réacteur et des tubulures métalliques d'alimentation et de sortie des divers fluides utilisés dans le procédé. Les progrès réalisée en métallurgie sur des alliages spéciaux résistant à des températures de plus en plus élevées (INCOLOY 800H, HK 40, HP40, par exemple) ont permis aux constructeurs de fours de pyrolyse pour vapocraquage d'augmenter les températures de fonctionnement de ces fours tubulaires, les limites actuelles de la métallurgie étant situées vers 1100 C. Il est connu, par ailleurs, pour pouvoir obtenir une meilleure tenue en température des alliages métalliques à base de nickel, d'augmenter fortemeht leur teneur. en nickel. Par contre, il est aussi connu de l'homme du métier que le nickel et le fer catalysent la réaction de formation du coke sur les parois du réacteur en contact avec la charge. De plus, pour réaliser une réaction de vapocraquage, l'homme du métier doit tenir compte du fait que la paroi externe de la zone réactionnelle en contact avec le fluide de chauffage à haute température, est exposée à une atmosphère oxydante alors que sa paroi interne en contact avec la charge est exposée à une atmosphère globalement réductrice. Il est donc impératif que le matériau choisi ait un bon comportement en température dans ces deux milieux extrêmes. Le brevet US 4671931 décrit un alliage à forte teneur en nickel résistant à l'oxydation à haute température. Cependant, il n'est pas fait allusion dans ce brevet à l'utilisation de cet alliage dans les conditions sévères dues à l'exposition simultannée d'une part à une atmosphère oxydante, et d'autre part à une atmosphère réductrice d'hydrocarbures telles que celles rencontrées dans les procédés de craquage thermique. Il n'est notamment pas soulevé le problème de l'utilisation d'alliages métalliques affectés par la cémentation, ni celui lié à la vitesse de formation du coke. La présente invention permet de rémédier aux inconvénients ci-avant et de répondre aux problèmes techniques ci-avant. Un des objets de celle-ci est de pouvoir opérer avec une technologie entièrement métallique à des températures maximales de peau (de la paroi au contact avec les fumées de chauffage) pouvant atteindre 1190 C à 1250 C sans risque sensible pour le matériau. On a donc découvert un procédé qui dans le cas du vapocraquage permet d'accroître la sélectivité en oléfines, celle-ci augmentant avec la température moyenne au sein du réacteur. Dans sa conception la plus large, I'invention concerne un procédé de craquage thermique d'une charge contenant au moins un hydrocarbure à un atome de carbone au moins, dans lequel on fait circuler cette charge, dans des conditions de craquage thermique, dans une zone réactionnelle métallique dont la paroi externe est en relation d'échange thermique avec un fluide de chauffage et à la sortie de laquelle on récupère des effluents de craquage. De manière plus précise, cette zone réactionnelle, habituellement de forme allongée et le plus souvent tubulaire, est constituée essentiellement d'un alliage comprenant en poids - 66 à 82 % de nickel, - 14 à 18 % de chrome, et - 4 à 6 % d'aluminium. La composition de cet alliage permet de résister suffisamment à l'oxydation et au fluage au niveau de températures ci-dessus et d'obtenir une réfractérité satisfaisante. Dans ces conditions, la durée de vie du réacteur est augmentée et on constate également une sensibilité moindre à la fatigue due aux cyles thermiques successifs. A la sortie de cette zone réactionnelle, on peut éventuellement effectuer une trempe indirecte ou directe des effluents de craquage. La composition pondérale de l'alliage peut être, de manière avantageuse, la suivante: 66 à 81,999 % et de préférence 71 à 78,9 % de nickel, - 14 à 18 % et de préférence 15 à 17 % de chrome, - 4 à 6 % et de préférence 4,1 à 5,1 % d'aluminium, et - 0,001 à 8 % et de préférence 1 à 6 % de fer. La mise en oeuvre d'alliage de ce type, contenant du fer, et en particulier de ceux contenant de 1 à 6 % en poids de fer, est habituellement plus facile. Selon une autre caractéristique du procédé, selon l'invention, la zone réactionnelle comprend généralement une paroi interne en contact avec le mélange qui peut être préoxydee par mise en contact, à une température de 1050 C à 1250 OC pendant 1 à 120 minutes, avec un mélange de gaz comprenant de l'hydrogène et de l'oxygène, ledit mélange ayant un point de rosée inférieur à - 34 C. Il est également possible et souvent préférable de préoxyder les parois internes et externes de la zone réactionnelle. Cette passivation par formation d'une couche protectrice d'alumine permet d'augmenter la résistance à l'oxydation et à la cémentation. En effet, on a remarqué de manière surprenante, bien que la teneur en chrome soit inférieure à 20 %, que l'on formait sélectivement de l'oxyde d'aluminium et, par contre, de faibles quantités d'oxyde de chrome et de nickel. La passivation, ainsi réalisée a également un effet inhibiteur sur le dépôt de coke, l'hydrocarbure n'étant plus en contact direct. avec le nickel qui catalyse les réactions de formation de celui-ci. On a pu ainsi constater de façon surprenante que la vitesse de cokage avec cet alliage était habituellement quatre à cinq fois inférieure à celle observée dans le cas d'alliages traditionnels comme l'lncoloy 800 H et comparable à celle observée dans le cas du carbure de silicium. Selon une autre caractéristique, l'alliage peut contenir, en outre - de 0 à 0,25 % de carbone, - de 0 à 0,03 % de bore - de 0 à 5 % de tungstène, de 0 à 2,5 % de tantale, -de 0 à 5 % de titane, - de 0 à 0,5 % de hafnium, - de 0 à 0,25 % de zirconium, - de 0 à 0,2' % de rhénium, ode 0 à 12 % de cobalt, - de 0 à 1 % de manganèse, -de 0 à 3 % de molybdène, -de 0 à 1 % de silicium, -de 0 à 1,5 % d'yttrium. -de 0 à 0,2 % de cadmium, -de 0 à 0,05 % de soufre, et -de 0 à 0,05 % de phosphore. Avec ou sans la présence de ces métaux auxilliaires, la température maximale de paroi externe de la zone réactionnelle en contact avec le fluide de chauffage peut atteindre 1190 à 1250 C sans risque sensible pour le matériau. A titres d'exemples non limitatifs d'alliages utilisables dans le cadre de la présente invention on peut citer: - l'alliage vendu par la société HAYNES sous la référence ALLOY 214, et - l'alliage vendu par la société INCO-ALLOYS sous la référence ALLOY MA 6000. Selon un mode avantageux de réalisation, la zone réactionnelle de pyrolyse peut être une structure dite nid d'abeilles et peut comprendre une plurarité de canaux juxtaposés sensiblement parallèles entre eux formant deux groupes, chaque canal du premier groupe étant en relation d'échange thermique avec au moins un canal du 2648 1 4 5 second groupe, les canaux du premier groupe s'étendant sur toute la longueur de la zone réactionnelle et étant parcourus par le mélange réactionnel, les canaux du second groupe étant alimentés par le fluide de chauffage et s'étendant au moins en partie le long de la zone réactionnelle. L'alimentation en fluide de chauffage de cette zone chauffage étant réalisée à une extrémité de la zone réactionnelle, la circulation du fluide de chauffage peut s'effectuer, selon le type de charge à craquer, à con-courant ou à contre-courant des gaz constitués par le mélange réactionnel ou les effluents (gaz process); l'association de ces types de circulation peut être également envisagée. De préférence, dans ce mode de réalisation, la 'circulation s'effectue à co-courant. Selon un autre mode de réalisation particulièrement avantageux par sa mise en oeuvre, l'alimentation en fluide de chauffage peut être réalisée perpendiculairement aux canaux par au moins une ouverture percée latéralement à ceux-ci et le fluide s'écoule alors axialement, en partie à co-courant et en partie à contre-courant du gaz process. De préférence, cette alimentation est située en un point intermédiaire dont la distance au début de la zone réactionnelle (côté d'introduction du mélange) représente 5 à 95 % et avantageusement 20 à 40 % de la longueur de cette zone. Selon ce même mode de réalisation, le soutirage du fluide de chauffage s'effectue aussi perpendiculairement à l'axe des canaux au niveau d'une ou de deux sorties situées aux extrémités de la zone de chauffage. De cette façon, I'apport maximum de chaleur peut être transmis aux canaux parcourus par le mélange à craquer à l'endroit o se produisent les réactions endothermiques de craquage et de déshydrogénation. Il est particulièrement avantageux que 5 à 80 %, de préférence 20 à 50 % du fluide de chauffage soit soutiré en tête et le complément à 100 % soit soutiré en queue. Le nombre total de rangées de canaux n'est pas déterminant dans le procéde, il est fonction de la dimension de l'ensemble du réacteur et des dimensions d'un canal unitaire. La section de ce canal unitaire peut iêtre avantageusement comprise entre 9 et 900 mm2 et de préférence entre 25 et 100 mm2. Le canal peut avoir une forme sensiblement carrée ou rectangulaire ou polygonale et sa longueur peut être comprise par exemple entre 0,5 et 10 m. Les avantages que présentent ces modes de réalisation selon l'invention par rapport aux procédés connus de craquage sont nombreux - obtention d'une température de paroi dans la zone de pyrolyse pratiquement homogène, - possibilité de fonctionner à des températures de parois atteignant 1190à 1250 C, et permettant d'augmenter la densité de flux thermique et la température de mise en oeuvre de la réaction; ceci est particulièrement important dans le cas du craquage de l'éthane, - augmentation du -rapport s/v, s étant la surface d'échange et v le volume réactionnel; c'est ainsi que dans la technique dite 'milliseconde' ce rapport est de l'ordre de 120 m-1, alors que la technique de l'invention permet d'atteindre des valeurs au moins égales à 200 m'1 et pouvant atteindre des valeurs de 1000 m-1, faible perte de charge à l'intérieur de la zone réactionnelle ne dépassant pas 0,5 bar, apport de chaleur maximum au niveau de la zone réactionnelle o se produisent les réactions fortement endothermiques, conduisant à un très faible gradient de température sur l'intégralité de la zone réactionnelle. L'invention concerne aussi le réacteur comprenant une zone réactionnelle métallique ayant une paroi externe en relation d'échange thermique avec une source d'énergie adaptée à pyrolyser une matière contenant des hydrocarbures, cette source d'énergie étant par exemple, un fluide gazeux de chauffage. La zone réactionnelle est constituée d'un alliage comprenant généralement en poids 66 à 82 %de nickel, - 14 à 18 %dechrome, et 4 à 6 % d'aluminium. Par l'utilisation de cet alliage, on a observé que la durée de vie d'un réacteur était 2648 1 45 substantiellement augmentée malgre des expositions des faces internes et externes de la zone réactionnelle à des atmosphères respectivement réductrices et oxydantes à très haute température. Dans le cas d'une utilisation en vapocraquage, on a constaté également une fréquence de décokage moins importante. La fabrication d'un réacteur, de type nid d'abeilles, en matériau métallique peut être effectuée de diverses manières bien connues de l'homme de métier. A titre d'exemples non limitatifs, on décrira ci-après deux modes particuliers de fabrication dont la mise en oeuvre est relativement aisée. Dans la mesure o le matériau métallique ne peut être extrude, le réacteur type nid d'abeilles peut être préparé selon un premier mode de fabrication de la façon suivante on étire des tubes généralement ronds et l'on obtient des tubes sensiblement carrés de maille par exemple comprise entre 4 et 10 mm et d'épaisseur de cloison comprise entre 0,5 et 1 mm. - on assemble ces tubes, sensiblement carrés, après rectification et mise à la longueur souhaitée, par brasage. - on finit l'ensemble du réacteur, une fois assemblé, de section carrée de la façon suivante on perce, par exemple par électroérosion ou par découpe au laser, des fentes sur les tubes de rangs impairs par exemple adaptés à recevoir le fluide de chauffage dans les conditions du procédé selon l'invention; lors d'une deuxième passe de brasage, on bouche, à leurs extrémités, les canaux recevant le fluide de chauffage à l'aide de plaques du matériau choisi, ayant pour dimension la maille du tube; - on peut éventuellement braser sur le faisceau de tubes obtenus, une enveloppe extérieure de même matériau et d'épaisseur 2 à 5 mm, lors d'une troisième passe de brasage. L'ordre des trois passes est indifférent ainsi que celui du perçage des fentes qui peut être réalisé avant toute opération de brasure. Le réacteur type nid d'abeilles peut également être réalisé selon un deuxième mode de fabrication de la façon suivante Des demi-canaux de forme sensiblement carrée sont réalisés par usinage de plaques métalliques qui sont ensuite empilées et brasées. - Les fentes d'entrée et de sortie du fluide chauffant ainsi que les bouchages aux extrémités des canaux de passage de ce fluide sont réalisées par un usinage et un assemblage adéquat. Un tel assemblage sera decrit ultérieurement en détail. On peut. ensuite raccorder un échangeur de trempe conventionnel comme celui décrit dans le brevet US 3910347 au réacteur de pyrolyse par des moyens connus tels qu'une bride métallique. On peut selon un autre mode de fabrication réaliser la partie réacteur de trempe de la même manière que celle décrite ci-avant, les canaux de rangs impairs bouchés aux extrémités et percés latéralement au voisinage de ces extrémités étant adaptés A faire s'écouler un fluide de trempe. On brase les deux réacteurs de pyrolyse et de trempe. Enfin, on relie une extrémité des canaux de rangs pairs à un distributeur de charge et l'autre extrémité a un collecteur d'effluents puis on relie les fentes des canaux de rangs impairs à un distributeur de fluides de chauffage, côté pyrolyse, et à un distributeur de fluides de refroidissement, côté trempe et les fentes des faces opposées à un collecteur de fluide de chauffage, côté pyrolyse et à un collecteur du fluide de refroidissement, côté trempe. L'invention sera mieux comprise par la description de quelques modes de mise en oeuvre donnés à titre illustratif mais nullement limitatif, qui en sera faite ci-après à l'aide des figures annexées. Ces modes mis en oeuvre sont sensiblement identiques à ceux décrits dans la demande de brevet WO 8700546. Sur les différentes figures, les organes similaires sont désignés par les mêmes chiffres et lettres de référence. Parmi ces figures, la figure 1 représente une perspective éclatée d'un module type nid d'abeilles représentatif de la zone de pyrolyse de section rectangulaire et la figure 2 représente un autre mode de réalisation du procédé selon l'invention suivant une coupe longitudinale de l'ensemble réacteur-échangeur de trempe. Les figures 3 à 6 illustrent la technique de réalisation du réacteur vu en coupe suivant le deuxième mode de fabrication décrit précédemment. Le réacteur est agencé de telle façon qu'on le fait fonctionner de la manière suivante a/ on dispose selon la figure 1 (et la figure 2) d'une zone de pyrolyse A comprenant une pluralité de canaux constituant un premier groupe de canaux D et un second groupe de canaux F. chaque canal D dudit premier groupe étant positionné de manière adjacente à au moins un canal du second groupe F. Les canaux du premier groupe dans lequel on fait s'écouler le mélange réactionnel s'étendent tout le long de la zone A et ont une entrée 1 et une sortie 11 respectivement au début et à la fin de cette zone. Le second groupe de canaux F définit une zone de chauffage dans laquelle le mélange réactionnel circulant à travers les canaux du premier groupe est chauffé par échange de chaleur indirect avec un fluide de chauffage circulant dans le second groupe de canaux.Les canaux du second groupe F ont une entrée 2 située de préférence à une distance du début de ces canaux représentant 5 à 95 % de leur longueur totale. Ils ont, en outre, une première sortie 3 au début de ces canaux et une seconde sortie 4 à la fin de ceux-ci. Il est possible suivant le procédé d'avoir une seule sortie soit en 3, soit en4. b/ On alimente en fluide de chauffage à partir d'une ligne 2a et d'un répartiteur les canaux du second groupe F. on fait circuler une première partie du fluide de chauffage à travers une partie des canaux du second groupe F qui s'étendent de l'entrée 2 à la première sortie 3, on fait circuler une seconde partie du fluide de chauffage à travers une partie des canaux F qui s'étend de l'entrée 2 à la 2648 145 1 1 seconde sortie 4. On récupère le fluide de chauffage grâce à un collecteur suivant les lignes de sortie 3a et 4a correspondant respectivement aux sorties 3 et 4. c On fait circuler le mélange réactionnel à partir d'une ligne la et d'un répartiteur C à travers les canaux du premier groupe D à partir de l'entrée 1 de ceux-ci jusqu'à leur sortie 11, le mélange étant d'abord soumis aux conditions de craquage thermique à l'intérieur d'une partie des canaux du premier groupe adjacents à ceux du second groupe puis à des conditions de trempe, de préférence indirecte, dans un échangeur de trempe conventionnel non représenté sur la figure 1. d/ On récupère un effluent de vapocraquage à la sortie des canaux D du premier groupe. Selon un autre mode de réalisation illustré par les figures 1 et 2, la zone réactionnelle comprend deux zones A et B en continuité o les canaux du second groupe peuvent être divisés en une première section F et une seconde section F', ces deux sections étant des sections successives non communiquantes séparées par une cloison intermédiaire J, la première section étant la zone de chauffage ou de pyrolyse A, la seconde section définissant une zone de trempe B contigue à la zone A dans laquelle le mélange réactionnel craqué thermiquement qui circule dans les canaux D du premier groupe est refroidi par échange indirect avec un fluide de refroidissement circulant à travers la seconde section F' des canaux du second groupe. La première section F a une entrée 2 et soit une première sortie 3 au début de celle-ci soit une seconde sortie 4 à proximité de la cloison intermédiaire J soit à la fois la première et la seconde sorties 3 et 4 tandis que la seconde section F' a une entrée 6 à proximité de la cloison intermédiaire et une sortie 7 à la fin de la seconde section. On fait s'écouler le fluide de refroidissement à partir d'une ligne 6a à travers les canaux de la seconde section F' de rlentrée de ces canaux 6 à leur sortie 7. On récupère le fluide de refroidissement grâce à un collecteur suivant la ligne 7a. Après avoir craqué thermiquement le mélange réactionnel dans une partie des canaux D du premier groupe adjacente à la première section F des canaux du second groupe, on soumet, de manière subséquente, le mélange pyrolysé à des conditions de trempe indirecte, dans une partie des canaux du second groupe adjacente à la seconde section F' des canaux du second groupe et on récupère les effluents à la sortie des canaux du premier groupe grace à un collecteur E et une ligne de sortie 8a. Pour illustration sur la figure 3 est présenté, vu de l'extérieur, l'assemblage de 4 plaques qui permet de réaliser un réacteur comprenant une rangée de canaux D o circule le mélange réactionnel suivant les directions 1 à 11, intercalée entre deux rangées de canaux F o circule le fluide chauffant qui entre par les ouvertures 2 et sort par les ouvertures 22 de section sensiblement carrée. Les figures 4, 5, 6 représentent les vues en coupe réalisées respectivement suivant les axes TT', UU' et XX'. La coupe suivant rl'axe YY' non représentée conduit à l'obtention du même schéma que celui représenté à la figure 5, les ouvertures 2 étant alors, dans ce cas, les ouvertures 22. La coupe suivant l'axe ZZ non représentee est identique à celle représentée sur la figure 4. Sur les figures 3 à 6, les surfaces brasées sont hachurées. L'exemple suivant illustre l'invention Des essais de vapocraquage de naphta ont été réalisés en présence de vapeur d'eau à une température figurant dans le tableau 1 ci-après sur une installation pilote équipée successivement de deux tubes de même dimension mais faits de matériaux différents, chauffés par des fumées de combustion. Sur l'installation pilote, la trempe est effectuée à 500 C de façon indirecte dans un échangeur type TLX en ligne. Le tube A est réalisé en Incoloy 800 H (contenant en poids 20 % de Chrome et 32 % de Nickel) alliage communément utilisé en vapocraquage; Le tube B est réalisé dans l'alliage de composition suivante en % poids - N 74,653 % - Cr 16,34 % - AI 4,54 % - Fe 3,68 % - Mn 0,2 % - Mo 0,1 % - W 0,1 % - Ti 0,1 % - Si 0,1 % - Cd 0,05 % Co 0,05 % - C 0,04 % 2648 1 45 - Zr 0,03 % - P 0,005 % * Y 0,004 % - B 0,004 % - S 0,002 % - Mg 0,002 % Le tableau suivant compare les rendements obtenus sur même naphta pour la température de peau maximale compatible avec les matériaux utilisés et donne également les caractéristiques de la charge craquée. Dans le cas du tube B prétraité ou non, on notera, outre l'augmentation de la sélectivité en oléfines (gain de presque 5 points de rendement sur le total C2 + C3) liée à l'accroissement de la température moyenne réactionnelle, la plus faible vitesse de dépôt de coke observée pour un tube prétraité sous hydrogène dans les conditions décrites ci-après et ce, malgré une température de peau plus importante. Dans le cas o il n'y a pas prétraitement, la vitesse de cokage est multipliée par un facteur 4 dans les conditions de l'essai. Les autres résultats expérimentaux sont inchangés par rapport au cas o le tube B a été prétraité. Le prétraitement a été réalisé par mise en contact du tube pendant 60 minutes à une température de 1095 C sous hydrogène avec une teneur résiduaire en air telle que le point de rosée soit égal à - 50 C. TABLEAU 1 Tube B Tube B Tube A prétraité non prétraité Sous H2 DIMENSIONS (mam) Section 8 x 10 8 x 10 8 x 10 Longueur 1000 1000 1000 MATIZRE Incoloy Superalliage Superalliage 800H à 74,653 % à 74,653 % de nickel de nickel CONDITIONS OPERATOIRES Débits Débit naphta (kg/h) 8 8 8 Débit eau (kg/h) 4,8 4,8 4,8 Températures "naphta" Entrée ( C) 600 600 600 Sortie ( C) 933 985 985 Pression "naphta" Entrée (MPa absolue) 0,197 0,205 0,205 Sortie (MPa absolue) 0,150 0,150 0,150 Temps de séjour (ms) 93 85 85 CARACTERISTIQUES DU NAPHTA Densité (15 C) 0,681 ASTM Point initial ( C) 36 Point final ( C) 184 COMPOSITION (% poids) % N paraffines 42,12 % Isoparaffines 37,66 % Naphténiques 14,44 % Aromatiques 5,38 RENDEMENTS (% pds) Fuel gas (CH4 + H2) 14,2 13,5 13,5 Coupe C2 33,3 38,8 38,8 Coupe C3 17,6 16,5 16,5. Coupe C4 13,9 11 11il Essence (C5-Cll) 18 17 17 Fuel oil résiduaire (C12+) 3,0 3,2 3,2 Température peau maxi ( C) 1054 1198 1198 Vitesse de cokage en ce point 63 20 82 (g x h-1 x m-2) 264 8145 REVENDICATIONS 1. Procédé de craquage thermique d'une charge contenant au moins un hydrocarbure à un atome de carbone au moins dans lequel on fait circuler cette charge,dans des conditions de craquage thermique, dans une zone réactionnelle métallique dont la paroi externe est en relation d'échange thermique avec un fluide de chauffage caractérisé en ce que ladite zone réactionnelle est constituée d'un alliage comprenant en poids - 66 à 82 % de nickel, - 14 à 18 % de chrome, et 4 à 6 % d'aluminium. 2. Procéde selon la revendication 1, dans lequel ledit alliage comprend en poids - 66 à 81,999 % et de préférence 71 à 78,9 % de nickel, - 14 à 18 % et de préférence 15 à 17 %de chrome, - 4 à 6 % et de préférence 4,1 à 5,1 % d'aluminium, et - 0,001 à 8 % et de préférence 1 à 6 % de fer. 3. Procédé selon l'une des revendications 1 à 2, dans lequel ledit alliage comprend. en outre de 0 à 0,25 % de carbone, de 0 à 0,03 % de bore, de 0 à 5 % de tungstène, de 0 à 2,5 % de tantale, de 0 à 5 % de titane, de 0 à 0,5 % de hafnium, de 0 à 0,25 % de zirconium, de 0 à 0,2 % de rhénium, de 0 à 12 % de cobalt, de 0 à 1 % de manganèse, 2648 1 4 5 de 0 à 3 % de molybdène, de 0 à 1 % de silicium, de 0 à 1,5 % d'yttrium, de 0 à 0,2 % de cadmium, de 0 à 0,05 % de soufre, et de 0 à 0,05 % de phosphore. 4. Procédé selon l'une des revendications 1 à 3 dans lequel la température maximale de la paroi externe de la zone reactionnelle peut atteindre 1190 C à 1250 C. 5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4 dans lequel la zone réactionnelle de pyrolyse A est une zone comprenant une pluralité de canaux constituant un premier groupe de canaux D et un second groupe de canaux F, chaque canal D dudit premier groupe étant positionné de manière adjacente à au moins un canal F du second groupe, les canaux du premier groupe dans lequel on fait s'écouler le mélange s'étendant tout le long de la zone A et ayant une entrée 1 et une sortie 11 respectivement au début et à la fin de cette zone, le second groupe de canaux F définissant une zone de chauffage dans laquelle le mélange réactionnel circulant à travers les canaux du premier groupe est chauffé par échange de chaleur indirect avec un fluide de chauffage circulant dans le second groupe de canaux, les canaux du second groupe F ayant une entrée 2 située de préférence à une distance du début des canaux représentant 5 à 95 % de leur longueur totale et les canaux du second groupe F. ayant en outre, soit une sortie 3 au début de ces canaux, soit une sortie 4 à la fin de ceux-ci, soit une sortie 3 et une sortie 4 respectivement au début et à la fin de ceux-ci. 6. Procédé selon la revendication 5 caractérisé en ce que la zone réactionnelle comprend deux zones A et B en continuité o les canaux du second groupe sont divisés en une première section F et en une seconde section F', ces deux sections étant des sections successives non communiquantes séparées par une cloison intermédiaire J, la première section étant la zone de chauffage ou de pyrolyse A, la seconde section définissant une zone de trempe B contigue à la zone A dans laquelle le mélange réactionnel craqué thermiquement qui circule dans les canaux du premier groupe est refroidi par échange indirect avec un fluide de refroidissement circulant 2648 1 45 à travers la seconde section F' des canaux du second groupe, la première section F ayant une entrée 2 et soit une première sortie 3 au début de ladite section soit une seconde sortie 4 à proximité de la cloison intermédiaire J soit à la fois la première et la seconde sorties 3 et 4, tandis que la seconde section F' a une entrée 6 à proximité de la cloison intermédiaire et une sortie 7 à la fin de la seconde section, le procédé étant, en outre, caractérisé en ce qu'on effectue une pyrolyse du mélange dans une partie des canaux D du premier groupe adjacente à la première section F des canaux du second groupe et on soumet de manière subséquente le mélange pyrolysé à des conditions de trempe indirecte dans une partie des canaux du premier groupe adjacente à la seconde section F' des canaux du second groupe. 7. Procédé selon l'une des revendications 1 à 6 dans lequel la zone réactionnelle comprend une paroi interne en contact avec ledit mélange et dans lequel on effectue une étape de préoxydation selon laquelle les parois internes et externes de la zone réactionnelle sont mises en contact, à une température de 1050 à 1250 C pendant 1 à 120 minutes, avec un mélange de gaz comprenant de l'hydrogène et de l'oxygène, ledit mélange ayant un point de rosée inférieur à - 34 C. 8. Réacteur pour la mise en oeuvre du procédé selon l'une des revendications 1 à 7, caractérisé en ce qu'il est constitué essentiellement d'un alliage de composition suivante 66 à 82 % de nickel. - 14 à 18 % de chrome, et - 4 à 6 % d'aluminium. 9. Réacteur selon la revendication 8 caractérisé en ce qu'il consiste en un réacteur de vapocraquage. 10. Réacteur selon la revendication 8 caractérisé en ce qu'il consiste en un réacteur de déshydrogénation thermique.