(57)【要約】本発明は、プロピレンアンモ酸化反応器用の供給ガス供給システムを提供する。供給ガス供給システムは、供給ガス混合システムと供給物分配器とを含む。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、供給ガス混合システムによって混合後、供給物分配器によって、プロピレンアンモ酸化反応器中に均一に分配される。プロピレンとアンモニアとの混合ガスが供給物分配器に導入されるときの初期温度Ｔ０は１０〜２２０℃である。プロピレンのアンモ酸化およびアクリロニトリルの調製用である、本発明のプロピレンおよびアンモニア供給ガス供給システムは、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器中の任意の位置での混合ガスの温度が、アンモニアが活性窒素原子に分解する温度に達することを防止する。このことによって、プロピレンおよびアンモニア分配器の窒素脆化のリスクを低減する。
2021505534.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
プロピレンアンモ酸化反応器用の供給ガス供給システムであって、
供給ガス混合システムと供給物分配器とを含み、
プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、前記供給ガス混合システムによって混合後、前記供給物分配器によってプロピレンアンモ酸化反応器中に均一に分配され、
前記プロピレンとアンモニアとの混合ガスが前記供給物分配器に導入されるときの初期温度Ｔ０は１０〜２２０℃である、供給ガス供給システム。
【請求項２】
前記初期温度Ｔ０が２０〜２００℃である、請求項１に記載の供給ガス供給システム。
【請求項３】
前記初期温度Ｔ０が３５〜１８５℃である、請求項１に記載の供給ガス供給システム。
【請求項４】
前記プロピレンアンモ酸化反応器の直径が５〜１２メートルである、請求項１〜３のいずれか１項に記載の供給ガス供給システム。
【請求項５】
前記プロピレンアンモ酸化反応器の直径が７．５〜１２メートルである、請求項１〜３のいずれか１項に記載の供給ガス供給システム。
【請求項６】
前記プロピレンアンモ酸化反応器の直径が８．５〜１２メートルである、請求項１〜３のいずれか１項に記載の供給ガス供給システム。
【請求項７】
前記供給ガス混合システムが、プロピレン蒸発器と、プロピレン過熱器と、アンモニア蒸発器と、アンモニア過熱器と、パイプライン混合器とを含み、
前記プロピレン蒸発器および前記アンモニア蒸発器がそれぞれ、前記パイプライン混合器と連通し、
前記プロピレン過熱器が前記プロピレン蒸発器と前記パイプライン混合器との間に設けられ、
前記アンモニア過熱器が前記アンモニア蒸発器と前記パイプライン混合器との間に設けられ、
前記パイプライン混合器が空のパイプライン、または、内部部品を備えるパイプラインである、請求項１〜３のいずれか１項に記載の供給ガス供給システム。
【請求項８】
初期温度Ｔ０制御システムをさらに含み、
前記初期温度Ｔ０制御システムは、
前記供給物分配器の入口に設けられ、初期温度Ｔ０を検出するように構成されている送信器と、
前記プロピレン過熱器および前記アンモニア過熱器に熱を供給するように構成されている熱源と、
前記熱源と前記プロピレン過熱器との間に接続されているパイプライン、および、前記熱源と前記アンモニア過熱器との間に接続されているパイプラインにそれぞれ設けられているバイパス弁と、
前記送信器からの信号を受信し、前記送信器からの信号に応じてそれぞれのバイパス弁の開度を調整し、初期温度Ｔ０の制御を達成するように構成されているコントローラと、を含む、請求項７に記載の供給ガス供給システム。
【請求項９】
プロピレンアンモ酸化反応器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を制御するための方法であって、
前記プロピレンアンモ酸化反応器は供給システムを含み、
前記供給システムは供給ガス混合システムと供給物分配器とを含み、
前記プロピレンとアンモニアとの混合ガスを供給ガス混合システムによって混合後、前記供給物分配器によって前記プロピレンアンモ酸化反応器中に均一に分配し、
前記プロピレンとアンモニアとの混合ガスを前記供給物分配器に導入するときの初期温度Ｔ０を１０〜２２０℃にする工程を含む、方法。
【請求項１０】
前記プロピレンとアンモニアとの混合ガスを前記供給物分配器に導入するときの初期温度Ｔ０を２０〜２００℃にする工程を含む、請求項９に記載の方法。
【請求項１１】
前記プロピレンとアンモニアとの混合ガスを前記供給物分配器に導入するときの初期温度Ｔ０を３５〜１８５℃にする工程を含む、請求項９に記載の方法。
【請求項１２】
前記プロピレンアンモ酸化反応器の直径が５〜１２メートルである、請求項９〜１１のいずれか１項に記載の方法。
【請求項１３】
前記プロピレンアンモ酸化反応器の直径が７．５〜１２メートルである、請求項９〜１１のいずれか１項に記載の方法。
【請求項１４】
前記プロピレンアンモ酸化反応器の直径が８．５〜１２メートルである、請求項９〜１１のいずれか１項に記載の方法。
【請求項１５】
前記初期温度Ｔ０を制御する制御工程をさらに含み、
前記制御工程は、
熱源によってプロピレン過熱器およびアンモニア過熱器に熱を供給する工程と、
前記供給物分配器の入口に設けられている送信器を用いて初期温度Ｔ０を検出する工程と、
前記送信器によって検出された初期温度Ｔ０に応じて、前記熱源と前記プロピレン過熱器との間に接続されているパイプライン、および、前記熱源と前記アンモニア過熱器との間に接続されているパイプラインにそれぞれ設けられているバイパス弁の開度を調整し、初期温度Ｔ０を調整する工程と、を含む、請求項９〜１１のいずれか１項に記載の方法。
【発明の詳細な説明】
【発明の詳細な説明】
【０００１】
〔関連出願との相互参照〕
本出願は、中国特許出願201711128191.X（発明の名称「プロピレンアンモ酸化反応器用の供給ガス供給システム」）（２０１７年１１月１４日出願）の優先権を主張し、その全体は、本明細書中に参照により援用される。
【０００２】
〔技術分野〕
本開示は、プロピレンアンモ酸化反応器用の供給ガス供給システム、および、供給システムによってプロピレンアンモ酸化反応器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を制御する方法に関する。
【０００３】
〔背景技術〕
アクリロニトリルは石油化学産業において重要な化学原料である。一般的に、アクリロニトリルは様々な国において、一段階によるプロピレンのアンモ酸化によって製造される。
【０００４】
現在市販されているプロピレンのアンモ酸化触媒の活性温度は４００〜４５０℃の範囲であるので、アクリロニトリルの製造において、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器（以下、「プロピレンおよびアンモニア分配器」、「供給物分配器」、または「分配器」ともいう）は長期間高温である。供給物分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガス（以下、混合ガスという）は、供給物分配器の母管／主管／分岐管（以下、まとめてパイプという）を流れながら、反応器床によって連続的に加熱される。パイプ内の混合ガスの移動する長さが増加することにつれて、混合ガスの温度も増加する。混合ガスの温度が、アンモニアが活性窒素原子に分解する温度（以下、窒化温度ともいう）よりも高いとき、混合ガス中に遊離アンモニアが存在し続けるため、アンモニアの一部が活性窒素原子に分解する。活性窒素原子がパイプ中の金属原子に結合して脆い金属窒化物が形成される。窒化物は作業条件下で脆性破壊を起こし易く、供給物分配器の破壊を引き起こし、プロピレンおよびアンモニアの不均一な分布をもたらし、反応性能の劣化をもたらす。過酷な場合には反応器によって作業の停止が余儀なくされ、分配器を交換しなければならない。文献「反応器の分配器の分管の破壊原因分析」では、プロピレンおよびアンモニア分配器の脆性破壊の原因を分析している。文献「プロピレンおよびアンモニア分配器の材料選定の検討」では、３５０〜４５０℃においてアンモニアを活性窒素原子に分解できると示している。現在、プロピレンおよびアンモニア分配器に使用される材料は、主に炭素鋼である。炭素鋼に使用される特定の材料に応じて、プロピレンおよびアンモニア分配器の窒化温度（すなわち、プロピレンおよびアンモニア分配器を形成する炭素鋼の窒化が起こる温度）も変化するが、これまでの研究結果では、種々の炭素鋼の窒化温度が、アンモニアが分解する温度である前記範囲内であることを示している。
【０００５】
中国特許公報であるCN1081482Cは、プロピレンおよびアンモニア分配器の排出孔の開口が温度に依存することを開示している。しかしながら、この特許はプロペンおよびアンモニア分配器の窒化を考慮していない。換言すれば、装置は、分配器の交換頻度が増加するリスクがある。また、米国特許出願公開公報であるUS3704690Aは、耐窒化性合金を用いて分配器を製造することを開示している。しかしながら、アンモ酸化に特有の問題やコストがあるため、アクリロニトリル製造において分配器の使用中の窒素脆化の問題が解決していないことも示されている。さらに、中国特許出願公開公報であるCN1089596Aは、管内のアンモニア含有混合ガスの温度が窒化反応温度よりも低くなるように、各管の外面に断熱層を設けることを提案している。しかしながら、設計が複雑で、装置のコストが高いためにこの解決策は不十分である。
【０００６】
本開示は、プロピレンのアンモ酸化およびアクリロニトリルを調製するプロピレンおよびアンモニア供給ガス供給システムを提供する。本供給システムは、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の任意の位置での混合ガスの温度が、アンモニアが活性窒素原子に分解する温度に長期間到達すること、またはその温度よりも高くなることを防止することができる。よってプロピレンおよびアンモニア分配器の窒素脆化のリスクを低減する。
【０００７】
〔発明の概要〕
本発明が解決しようとする技術的課題は、従来の装置における、プロピレンおよびアンモニア分配器の局所温度が窒化温度よりも高く、分配器の窒素脆化が生じ、供給ガスの分布が不均一になり、反応結果が悪くなることである。本開示は、プロピレンのアンモ酸化およびアクリロニトリルを調製するプロピレンおよびアンモニア供給ガス供給システムを提供する。供給システムは供給ガス混合システム、供給物分配器、および関連する適用を含む。プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の任意の位置における混合ガスの温度が、アンモニアが活性窒素原子に分解する温度に達することを防止する。よってプロピレンおよびアンモニア分配器の窒素脆化のリスクを低減することができる。
【０００８】
本発明は、プロピレンアンモ酸化反応器用の供給システムを提供する。本供給システムは、供給ガス混合システムと供給物分配器とを含み、プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、供給ガス混合システムによって混合後、供給物分配器によってプロピレンアンモ酸化反応器中に均一に分配され、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが供給物分配器に導入されるときの初期温度Ｔ０は１０〜２２０℃である。
【０００９】
供給システムにおいて、初期温度Ｔ０は２０〜２００℃が好ましい。
【００１０】
供給システムにおいて、初期温度Ｔ０は３５〜１８５℃が好ましい。
【００１１】
供給システムにおいて、プロピレンアンモ酸化反応器の直径は５〜１２メートルが好ましい。
【００１２】
供給システムにおいて、プロピレンアンモ酸化反応器の直径は７．５〜１２メートルが好ましい。
【００１３】
供給システムにおいて、プロピレンアンモ酸化反応器の直径は８．５〜１２メートルが好ましい。
【００１４】
好ましくは、供給システムにおいて、供給ガス混合システムが、プロピレン蒸発器と、プロピレン過熱器と、アンモニア蒸発器と、アンモニア過熱器と、パイプライン混合器とを含み、プロピレン蒸発器およびアンモニア蒸発器がそれぞれ、パイプライン混合器と連通し、プロピレン過熱器がプロピレン蒸発器とパイプライン混合器との間に設けられ、アンモニア過熱器がアンモニア蒸発器とパイプライン混合器との間に設けられ、パイプライン混合器が空のパイプライン、または、内部部品を備えるパイプラインである。
【００１５】
好ましくは、供給システムにおいて、初期温度Ｔ０制御システムをさらに含み、初期温度Ｔ０制御システムは、供給物分配器の入口に設けられ、初期温度Ｔ０を検出するように構成されている送信器と、プロピレン過熱器およびアンモニア過熱器に熱を供給するように構成されている熱源と、熱源とプロピレン過熱器との間に接続されているパイプライン、および、熱源とアンモニア過熱器との間に接続されているパイプラインにそれぞれ設けられているバイパス弁と、送信器からの信号を受信し、送信器からの信号に応じてそれぞれのバイパス弁の開度を調整し、初期温度Ｔ０の制御を達成するように構成されているコントローラと、を含む。
【００１６】
本発明はさらに、プロピレンアンモ酸化反応器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を制御するための方法であって、プロピレンアンモ酸化反応器は供給システムを含み、供給システムは供給ガス混合システムと供給物分配器とを含み、プロピレンとアンモニアとの混合ガスを供給ガス混合システムによって混合後、供給物分配器によってプロピレンアンモ酸化反応器中に均一に分配し、プロピレンとアンモニアとの混合ガスを供給物分配器に導入するときの初期温度Ｔ０を１０〜２２０℃にする工程を含む。
【００１７】
本発明である、プロピレンアンモ酸化反応器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を制御する方法は、プロピレンとアンモニアとの混合ガスを供給物分配器に導入するときの初期温度Ｔ０が２０〜２００℃であることを可能にする工程を含むことが好ましい。
【００１８】
本発明である、プロピレンアンモ酸化反応器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を制御する方法は、プロピレンとアンモニアとの混合ガスを供給物分配器に導入するときの初期温度Ｔ０が３５〜１８５℃であることを可能にする工程を含むことが好ましい。
【００１９】
本発明である、プロピレンアンモ酸化反応器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を制御する方法において、プロピレンアンモ酸化反応器の直径は５〜１２メートルが好ましい。
【００２０】
本発明である、プロピレンアンモ酸化反応器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を制御する方法において、プロピレンアンモ酸化反応器の直径は７．５〜１２メートルが好ましい。
【００２１】
本発明である、プロピレンアンモ酸化反応器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を制御する方法において、プロピレンアンモ酸化反応器の直径は８．５〜１２メートルが好ましい。
【００２２】
本発明のプロピレンアンモ酸化反応器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を制御する方法は、初期温度Ｔ０を制御する制御工程をさらに含み、制御工程は、熱源によってプロピレン過熱器およびアンモニア過熱器に熱を供給する工程と、供給物分配器の入口に設けられている送信器を用いて初期温度Ｔ０を検出する工程と、送信器によって検出された初期温度Ｔ０に応じて、熱源とプロピレン過熱器との間に接続されているパイプライン、および、熱源とアンモニア過熱器との間に接続されているパイプラインにそれぞれ設けられているバイパス弁の開度を調整し、初期温度Ｔ０を調整する工程と、を含む。
【００２３】
〔図面の簡単な説明〕
添付の図面は本開示を説明するために提供されるものであり、本出願の範囲を限定するためのものではない。図面中の構成要素の形状およびサイズは単に例示的なものであり、構成要素の特定の形状およびサイズを限定するのではなく、本開示を理解するためのものである。当業者は本開示の教示で必要とされるように、構成要素の可能な形状およびサイズを選択することによって、本開示を実施することができる。
【００２４】
図１は、従来技術のプロピレンアンモ酸化流動床反応器の概略図である。
図２は、本開示のプロピレンおよびアンモニア分配器の一実施形態の構造を示す概略図である。
図３は、本開示のプロピレンアンモ酸化流動床反応器の概略図である。
図４Ａは、本開示のプロピレンおよびアンモニア分配器の一実施形態の側面図である。
図４Ｂは、図４ＡのＡ−Ａ線に沿った断面図である。
図４Ｃおよび４Ｄはそれぞれ、本開示の他の実施形態のプロピレンおよびアンモニア供給物分配器の上面図である。
図５Ａは、本開示の混合器管の縦断面図である。
図５Ｂは、本開示の混合器管の断面図である。
図６は、本開示の供給システムの初期温度Ｔ０制御システムの概略図である。
図７は、本開示のプロピレンおよびアンモニア分配器の一実施形態の構造を示す概略図である。
【００２５】
〔符号の説明〕
１  プロピレンアンモ酸化反応器
２  供給ガス混合システム
３  ノズル
６  ガス分配プレート
７  冷却コイル
１０  供給物分配器
１１  プロピレン蒸発器
１２  アンモニア蒸発器
１３  プロピレン過熱器
１４  アンモニア過熱器
１５  パイプライン混合器
１６  内部部品
ｘ  母管
ｙ  主管
ｚ  分岐管
ＬＰ  熱源。
【００２６】
〔発明を実施するための形態〕
以下、本発明の実施形態について、図面を参照して詳細に説明する。
【００２７】
図６に示すように、本開示のプロピレンアンモ酸化反応器の供給ガス供給システムは、供給ガス混合システム２および供給物分配器１０を含む。
【００２８】
原料プロピレンは、プロピレン過熱器１３を経てプロピレン蒸発器１１から混合器管に導入される。原料アンモニアもアンモニア過熱器１４を経てアンモニア蒸発器１２から混合器管に導入される。原料プロピレンと原料アンモニアとを混合器管で十分に混合した後、混合ガスは供給物分配器１０を介して触媒床に均一に供給される。
【００２９】
当業者は、最良の結果を達成するためにはプロピレンおよびアンモニア供給物分配器が、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが反応器壁から反応器の中心までの範囲で可能な限り均一に分配されるように、プロピレンおよびアンモニアを可能な限り均一に反応器に供給する必要があることを理解する。
【００３０】
典型的なプロピレンアンモ酸化反応器１において、供給物分配器１０がガス分配プレート６と冷却コイル７との間に配置されている。図４Ａ〜４Ｃに示すように、供給物分配器１０は、分配器入口と、反応器内部に位置するガスガイド管およびノズルとを含む。
【００３１】
分配器入口は、反応器壁を通して反応器内に混合ガスを導入するように構成されている。本開示のいくつかの実施形態において、分配器入口は１つのみが存在する。本開示の他の実施形態において、分配器入口が複数あってもよい。分配器入口が複数ある場合、これらの分配器入口は、通常、同じ間隔で反応器壁の円周の同じ断面上に均一に分布している。
【００３２】
本開示によれば、混合ガスは、ノズルを通って反応器床に直接導入される。ノズルはガスガイド管と流体連通している。全てのノズル開口部は同じ断面内に配置されるべきであり、混合ガスの均一な分布を達成するように反応器内に配置されるべきである。
【００３３】
本開示によれば、ガスガイド管は、母管ｘ（ｘ管）、主管ｙ（ｙ管）、および／または分岐管ｚ（ｚ管）を含む。
【００３４】
ｚ管は、ノズルと直接流体連通するガスガイド管であり、主に混合ガスをノズルに輸送する役割を果たす。ｚ管は分岐しない管であり、反応器の同じ断面に配置される。ｚ管がノズルと連通するように、オリフィスは一定の方法でｚ管上に均一に分布される。それによって、反応器の断面において、上述したノズル開口の均一な分布が達成される。本開示のいくつかの実施態様において、ｚ管は直管であってもよい。
【００３５】
ｙ管は、ｚ管と直接流体連通するガスガイド管であり、主に混合ガスをｚ管に輸送する役割を果たす。本開示のいくつかの実施形態によれば、ｚ管はｙ管に均一に接続され、ｙ管はｚ管と同じ断面内に配置され、反応器の断面内で上述したノズル開口部の均一な分布が達成される。いくつかの実施形態において、ｚ管と流体連通していることに加えて、ｚ管と同様のｙ管もまた、オリフィスを通るノズルと直接流体連通しており、反応器の断面における上述のノズル開口部の均一な分布を達成するのをアシストする。本開示のいくつかの実施形態において、ｙ管は直管であってもよい。
【００３６】
ｘ管は、ｙ管と直接流体連通するガスガイド管であり、主に混合ガスをｙ管に輸送する役割を果たす。本開示のいくつかの実施形態によれば、ｚ管およびｙ管は反応器の同じ断面に配置されるが、それらは供給物分配器入口と同じ平面上にはない。ｘ管は供給物分配器入口からｙ管にプロピレンとアンモニアとの混合ガスを導入するように備えられている。本開示のいくつかの実施形態において、ｘ管は１つのみ必要とされ、ｘ管の端部でｙ管と流体連通していることを除いて、ｘ管は他の位置にいかなる分岐も有さない。
【００３７】
本開示のいくつかの実施形態において、図２および図４Ｄに示されるように、供給物分配器はｙ管およびｚ管のみを含んでいてもよい。ｙ管およびｚ管は分配器入口と直接連通している。本開示の他の実施形態において、図７に示されるように、供給物分配器はｚ管のみを含んでいてもよい。ｚ管は分配器入口と直接連通している。
【００３８】
したがって、本開示によれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の入口から入り、ｘ管、ｙ管およびｚ管に沿って、またはｙ管およびｚ管に沿って、またはｚ管のみに沿って通過し、最後に、ｙ管またはｚ管に設けられたオリフィスを通過し、ノズルを通って反応器床に均一に分散される。
【００３９】
プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、混合ガスが供給物分配器の管に沿って触媒床に均一に供給されるときに、当該混合ガスは処理中の触媒床と熱交換され、ノズルを通って反応器に導入する前に混合ガスの温度を最高温度に達するまで連続的に上昇させる。しかしながら、工業的実施および関連する研究において、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の任意の位置における混合ガスの温度が供給物分配器の窒化温度よりも常に低いことが必要であることが示されている。これは供給物分配器中のどこかを通過する混合ガスの温度が供給物分配器の窒化温度よりも連続的に高い場合、長期間この温度にあった供給物分配器は前記位置で窒化される傾向が極めて高く、脆性破壊が引き起こされ、それによって混合ガスの不均一な分配および供給物分配器の交換のリスクが増大するからである。プロピレンおよびアンモニア分配器の構造設計に関する限り、これは許容されない。
【００４０】
プロピレンとアンモニアとの混合ガスは供給物分配器において連続的に加熱される。混合ガスの任意箇所の温度Ｔｉおよび当該箇所の温度上昇ΔＴｉは、式（１）によって実際に表すことができる：
Ｔｉ＝Ｔ０＋ΔＴｉ      （１）
式（１）において、供給物分配器の任意の位置におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度Ｔｉは、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが供給物分配器に導入されるときの温度Ｔ０（以下、初期温度Ｔ０と呼ぶことがある）と、供給物分配器のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度上昇ΔＴｉとによって決定される。
【００４１】
したがって、初期温度Ｔ０および／または温度上昇ΔＴｉを合理的に制御または調整することができる限り、供給物分配器の任意の位置におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度Ｔｉを、供給物分配器の窒化温度よりも低くなるように効果的に制御することができる。例えば、初期温度Ｔ０が決定されたとき、温度上昇ΔＴｉは、温度Ｔｉが窒化温度を超えないように制御または調整することができ、あるいは温度上昇ΔＴｉが決定されたとき、初期温度Ｔ０は温度Ｔｉの効果的な制御を達成して温度Ｔｉを窒化温度より低くするように制御または調整することもできる。
【００４２】
本開示において、多くの基礎研究およびシミュレーション計算、ならびに繰り返しの実験検証によって、本発明者は供給物分配器の管に沿って移動するときのプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度上昇ΔＴｉが混合ガスと反応器床との間の熱交換によって制限されることを見出した。また、反応器直径、供給物分配器の形状、管と反応器床との間の混合ガスの温度差、混合ガスの質量流量、熱伝達係数等に関連することを見出した。要約すると、これらの関係は、以下の式（２）で表すことができる：
ΔＴｉ∝ｆ（Ｄ，ｄ，Ｔ０，Ｇ，ＴＲ，Ｋ，…）      （２）
式中、ΔＴｉ（℃）は、供給物分配器の場所ｉにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度上昇であり、；
Ｄは、反応器の直径であり；
ｄは、供給物分配器の構造要素であり；
Ｇは、混合ガスの質量流量であり；
Ｔ０（℃）は、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが供給物分配器に導入されるときの温度であり；
ＴＲ（℃）は、反応温度であり；
Ｋは、熱伝達係数である。
【００４３】
本発明者は、前記影響要素の分析に基づき、関連する知見をまとめた。反応器のサイズ、供給物分配器の構成、混合ガスの流量等の要素を計算機シミュレーション計算と実験的検証と組み合わせて決定した後、実際には、供給物分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスのΔＴｉの温度上昇を制御する手法を得た。
【００４４】
具体的には、本開示によれば、反応器のサイズ、供給物分配器の構造、および混合ガスの質量流量等の要素を決定した後、供給物分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度上昇ΔＴｉをさらに詳細に式（３）で表すことができる：
ΔＴｉ＝ａＸ＋ｂＹ＋ｃｊＺ      （３）
式中、Ｘ、ＹおよびＺはそれぞれ、ｘ、ｙおよびｚ管に沿ったプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動経路の長さ（メートル；ｍ）を表す。ａおよびｂはそれぞれ、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘおよびｙ管を移動するときの単位長さ当たりの平均温度上昇率（℃／ｍ）を表す。ｃｊはプロピレンとアンモニアとの混合ガスが任意のｚ管を移動するときの単位長さ当たりの温度上昇率（℃／ｍ）を表し、ｊは１以上の整数を表す。したがって、式（３）は、供給物分配器の管内のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動経路の長さと、供給物分配器の各管を流れるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの平均温度上昇率とに基づいて温度上昇ΔＴｉを算出することができ、それに応じて温度上昇ΔＴｉの制御を達成することができることを実際に示している。
【００４５】
供給物分配器の管における混合ガスの移動経路の長さは、供給物分配器の構造およびそれに対応するサイズに依存する。実際の製造には様々な構造およびサイズのプロピレンとアンモニアとの混合ガスの供給物分配器があるが、本発明によれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスの供給物分配器の構造およびサイズにかかわらず、管内の混合ガスの温度上昇ΔＴｉを相対的に減少させるために、供給物分配器入口からノズルまでのｘ、ｙおよび／またはｚ管内の混合ガスの全移動距離はできるだけ短くするべきである。
【００４６】
前記目的を達成するために、供給物分配器中の混合ガスの移動距離を空間配置で減少させるために、異なる長さのｘ管、ｙ管および／またはｚ管の異なる組み合わせが供給物分配器中で使用される必要がある。
【００４７】
例えば、本開示のいくつかの実施形態において、ｘ管の形状は特に限定されず、反応器の実際の状況に応じて設計することができる。ｘ管内のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動経路の長さは、０〜２０メートルの範囲とすることができる。図２および図４Ｄに示す形態の供給物分配器を採用するとき、供給物分配器入口ならびにｙ管およびｚ管は、反応器１の同じ水平断面に配置する。このとき、ｘ管の長さは０であってもよい。
【００４８】
別の例として、本開示のいくつかの実施形態において、分配器は通常、ｙ管を含む。ｙ管の数は、１〜８、好ましくは２または４、最も好ましくは４であってもよい。本開示によれば、ｙ管内のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動距離は、０〜反応器の半径の範囲でなければならない。その結果、混合ガスがｙ管内を長距離にわたって流れることを可能にすることなく、均一なガス供給の目的が達成され得る。いくつかの実施形態において、ｙ管がノズルと流体連通する複数のオリフィスを備えてもよい。それによって、ｚ管が反応器内のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの均一な分配を達成するのを助ける。
【００４９】
別の例として、本開示のいくつかの実施形態において、プロピレンとアンモニアとの混合ガスを反応器に直接供給するために、ノズルと流体連通する複数のオリフィスがｚ管上に設けられ、したがって、ｚ管が存在しなければならない。ｚ管の形状および配置は、ｚ管上に配置されたノズルがプロピレンとアンモニアとの混合ガスを反応器内に均一に分配することができるという要件を満たすべきである。本開示によれば、一般的に、ｚ管内のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動距離も、０〜反応器の半径の範囲内にあるべきである。その結果、混合ガスがｚ管内を長距離にわたって流れることを可能にすることなく、均一なガス供給の目的が達成され得る。
【００５０】
供給物分配器を通って流れる混合ガスの経路の長さに加えて、温度上昇ΔＴｉはまた、供給物分配器のそれぞれの管におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの平均温度上昇率に密接に関係することが、式（３）から分かる。本開示によれば、管内の混合ガスの平均温度上昇率は、管内外の温度差、管径、管内を流れる混合ガスの質量流量等の多くの要素に影響される。
【００５１】
例えば、パイプを流れる混合ガスの平均温度上昇率は、混合ガスと外界との間の温度差によって決定される。他の点では同一の状態では、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが管に導入されるときの初期温度Ｔ０が高く、管外の反応器床との温度差が小さければ、平均温度上昇率は減少し得る。
【００５２】
別の例として、管を流れる混合ガスの平均温度上昇率も管径の影響を受ける。他の点では同一の状態では、混合ガスの平均温度上昇率が、パイプ直径が増加することにつれて小さくなる。理論上のみでは、パイプの直径をある程度大きくすると、温度上昇率の変化は無視できる。
【００５３】
別の例として、管内の混合ガスの平均温度上昇率は、混合ガスの質量流量によっても影響される。他の点では同じ条件下で、管内を輸送されるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの質量流量が輸送中に変化しない場合、管を通過する間の混合ガスの平均温度上昇率の変化は、基本的に固定値とみなすことができる。しかしながら、混合ガスが分岐を通って管内に連続的に分配されると、管を通って流れる混合ガスの質量流量が減少し、平均温度上昇率が増加する。
【００５４】
なお、前記影響要素を組み合わせることにより、効果が得られる。例えば、混合ガスは、一定の直径を有するｚ管を通過し、混合ガスの移動方向に沿って間隔を置いて配置されたノズルがｚ管に設けられ、これらのノズルを通って混合ガスが連続的に反応器に導入されることができると仮定する。混合ガスの反応器への連続的な流れのために、混合ガスの移動方向に沿った管内の混合ガスの質量流量は減少し続けるが、管内の混合ガスの平均温度上昇率は連続的に増加しない。これは、流動プロセスにおける混合ガスの連続的な温度上昇が混合ガスと管の外側の反応器床との間の温度差の漸進的な低下を引き起こし、温度差の低下がそれに対応して、混合ガスの平均温度上昇率を低下させ得るからである。このように、管内のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動方向の始端、および管内のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動方向の終端におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度上昇率は、比較的大きくてもよく（プロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度が前記始端において比較的低く、これは管の内側と外側との間の大きな温度差を引き起こす。したがって、混合ガスの平均温度上昇率は増加する；混合ガスの連続的な分流は、前記終端に到達するプロピレンとアンモニアとの混合ガスの質量流量の低下を引き起こし、したがって、混合ガスの平均温度上昇率は増加する）、プロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動方向の中間部分におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度上昇率は、比較的小さくてもよい。パイプの全長にわたって、温度上昇率はサドル状の変化となる。
【００５５】
現代のアクリロニトリル製造プロセスにおいて、優れた生産能力および高収率を達成するために、反応器のサイズは大きい。反応器内での均一なガス供給を達成するために、反応器に使用されるプロピレンおよびアンモニア供給物分配器もまた、比較的大きなサイズを有する必要があり、したがって、複雑な構造を形成する。この場合、供給物分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を、対応する窒化温度を超えないように制御するために、供給物分配器の構造は正確に設計および配置される必要がある。また、混合ガスの初期温度も、管内のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度上昇が完全に制御され得ることを保証するために、それに応じて合理的に制御される必要がある。
【００５６】
反応器のサイズに関しては、市販の触媒の性能による制限のために、現代の工業生産におけるアクリロニトリル反応器のサイズは実際には生産能力に密接に関連している。実際の製造において、直径が小さ過ぎる反応器は、生産能力が低くコストが高いために段階的に廃止されている。さらに、反応器は、反応器設備の加工性、ならびに、ガス分配プレートおよび基礎の触媒負荷量の要件のために、過度にスケールアップできない。現在、プロピレンのアンモ酸化によるアクリロニトリルの実際の製造における反応器直径は、５〜１２メートルの範囲である。現在の市販の触媒を使用すると、アクリロニトリルの対応する製造規模は、年間約４０〜２００キロトンである。したがって、供給物分配器の構造設計に関しては、この範囲の反応器サイズに応じて調整と配置を行わなければならない。
【００５７】
反応器のサイズが大きくなると、それに応じて供給物分配器のサイズを大きくしなければならないことを理解すべきである。これは、反応器内の混合ガスの均一な分布を確実にするのに十分な長さおよび配置密度のガスガイド管を必要とする。したがって、このことは、混合ガスが反応器に供給されるように分配器中で十分な距離を混合ガスが移動する必要があることを考慮しなければならないことも意味している。上述のとおり、ガスガイド管の平均温度上昇率が同じであれば、ガスガイド管内の混合ガスの温度上昇ΔＴが大きくなることを意味する。このとき、ノズルから最終的に流出する混合ガスの温度を制御するためには、混合ガスの初期温度Ｔ０を適宜調整する必要がある。
【００５８】
さらに、アクリロニトリルの年間収率が固定されている場合、供給物分配器を通って反応器に導入されるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの全質量流量は、一般に比較的一定である。しかしながら、一定の質量流量であるプロピレンとアンモニアとの混合ガスが供給物分配器を通って反応器に導入される移動プロセスの間、供給物分配器の形状の変化に従って、プロピレンとアンモニアとの混合ガスの質量流量は、混合ガスが流れるそれぞれのガスガイド管内で連続的に再分配され得る。同時に、混合ガスが、ｙおよび／またはｚ管を通って流れている間、混合ガスはノズルを通って反応器に連続的に放出される。これはまた、パイプ中の混合ガスの質量流量の連続的な減少を引き起こし得る。
【００５９】
例えば、本開示の一実施形態によれば、図４Ｃに示す供給物分配器において、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器のｘ管は、プロピレンとアンモニアとの混合ガスを４つのｙ管に供給する。そして、各ｙ管は、混合ガスを複数のｚ管に供給し、混合ガスの均一な分配を達成する。このようにして、パイプの数が増えるにつれて、単一のｘ管における混合ガスの質量流量は、単一のｙ管における混合ガスの質量流量よりも大きくなければならず、単一のｙ管における混合ガスの質量流量は、対応する単一のｚ管における混合ガスの質量流量よりも大きくなければならない。同時に、上述のように、オリフィスおよびノズルも、ｙ管およびｚ管上に設けられる。このプロセスでは、混合ガスがこれらの管を通って移動すると、ノズルを通って混合ガスは反応器に連続的に導入される。それによって管内の混合ガスの質量流量がさらに減少する。
【００６０】
上述したように、管内の混合ガスの質量流量は混合ガスの温度上昇率に直接影響する。管を流れる混合ガスの質量流量の低下は、管内の混合ガスの平均温度上昇率を増加させる。このため、供給物分配器にあまりにも多く分岐を配置してｚ管および／またはｙ管を形成したり、長いｚ管および／またはｙ管を配置したり、管上に狭い間隔でノズルを配置したりすると、混合ガスのΔＴｉの温度上昇を制御することが困難になる。しかしながら、反応器内にプロピレンとアンモニアとの混合ガスの均一な分配を達成するために、供給物分配器は、長いガスガイド管と、多くの分岐部と、高密度ノズルとが配置されなければならない。したがって、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の設計において、これらの２つの要素を同時に考慮しなければならない。
【００６１】
供給物分配器中の温度上昇ΔＴｉを制御するために、１つの考えられる手段は、これらの分岐管の直径を増大させることである。しかしながら、ｙ管およびｚ管は反応器の断面に平行であり、反応器床の流動化方向に垂直であるため、管直径が過度に大きいと反応器の断面面積を大きく占める。その結果、触媒床の流動化品質が悪くなる。したがって、供給物分配器を設計するとき、供給物分配器によって占められる反応器の断面積をできるだけ小さくするために、この要素を考慮する必要がある。その結果、分配器によって占められる全体の断面積は反応器床における流動化反応に影響を及ぼさないように低減される（例えば、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の形状を設計するとき、ｙ管の直径（管直径）がｘ管の直径よりも小さく、ｚ管の直径がｙ管の直径よりもはるかに小さいように設計することが常に必要である）。
【００６２】
本発明者は、これについて多くの調査と実践を行った。本発明者の知見によれば、流動化効果に影響を与えないことを考慮すると、ｚ管の直径の上限は１２０ｍｍ以下であることが好ましく、１１５ｍｍ以下であることがより好ましい。前記上限を超えると、反応器の全断面積が過度に占有され、触媒床の流動化品質に影響を及ぼす。しかしながら、ノズルをｚ管に設置する必要があるため、供給物分配器の加工性を考慮すると、ｚ管の直径の下限は７０ｍｍ以上であることが好ましく、７５ｍｍ以上であることがより好ましい。前記下限を超えると、管の加工性が悪くなり、管にノズルを取り付け難くなる。
【００６３】
ｙ管にはｚ管を設置する必要があるため、ｙ管の直径はｚ管の直径よりも大きいことが好ましく、ｙ管の直径の下限は１８０ｍｍ以上、好ましくは２００ｍｍ以上である。しかしながら、流動化反応の効果を考慮すると、ｙ管の直径の上限は４００ｍｍ以下であることが好ましく、３７０ｍｍ以下であることがより好ましい。ｙ管の直径が前記範囲を超えると、流動化効果に影響を与え、ｙ管上に触媒が蓄積し易くなり、触媒のデッドゾーンが形成され得る。
【００６４】
同様に、ｘ管にはｙ管を設置する必要があるため、ｘ管の直径はｙ管の直径よりも大きいことが好ましい。ｘ管の直径の下限は、２５０ｍｍ以上であることが好ましく、３００ｍｍ以上であることがより好ましい。ｘ管の直径の上限は、７００ｍｍ以下であることが好ましく、６５０ｍｍ以下であることがより好ましい。
【００６５】
本発明者はさらに、アクリロニトリルの工業的製造のための現存の条件で設計されたプロピレンおよびアンモニア供給物分配器が寸法、構造設計および直径についての上述の要件を満たすとき、供給物分配器に含まれるｘ管、ｙ管および／またはｚ管は、それぞれの長さおよび直径、通過する混合ガスの質量流量、および供給される混合ガスの初期温度（Ｔ０）および反応温度（ＴＲ）に起因して、常時、一定の範囲の平均温度上昇率を示すことを見出した。
【００６６】
プロピレンおよびアンモニア供給物分配器は、その中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスを直接ｙ管に供給するｘ管を備えることができる。したがって、混合ガスがｘ管内を移動する間、混合ガスの質量流量に変化はなく、混合ガスの平均温度上昇率は基本的に固定値である。本発明者による多数の計算および実験による検証によれば、一般に、ｘ管内の混合ガスの平均温度上昇率ａは、好ましくは２〜９℃／ｍの範囲である。
【００６７】
プロピレンとアンモニアとの混合ガスが反応器に均一に導入されることを確実にすることが必要であるので、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器は、好ましくは対称的な設計を採用し、供給物分配器のｙ管それぞれにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの質量流量の変化は、基本的に同じである。本発明者による多数の計算および実験的検証によれば、一般に、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器のｙ管中の混合ガスの平均温度上昇率ｂは、好ましくは９〜２０℃／ｍの範囲である。
【００６８】
それぞれのｚ管に含まれるノズルの数は正確に同じではなく、それぞれのｚ管とｙ管との間の接合部における混合ガスの初期温度は同じではないので、プロピレンおよびアンモニア分配器のそれぞれのｚ管の平均温度上昇率は異なる。各ｚ管は、独立した平均温度上昇率を有する。本発明者による多数の計算および実験的検証によれば、通常、各ｚ管におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの平均温度上昇率ｃｊ（ｊは１以上の整数を示す）は、３０〜１２０℃／ｍであることが好ましい。
【００６９】
アクリロニトリルの生産能力の要件に応じて、反応器のサイズおよび供給物分配器の形状は、通常、多様である。しかしながら、前記知見に基づいて、本発明者は反応器のサイズと供給物分配器の形状とを組み合わせ、混合ガスの適切な初期温度Ｔ０を使用することによって、適切な供給物分配を設計することが可能であり、供給物分配器システムが、管内の窒化温度よりも高い温度を有する混合ガスの形成を完全に回避することができることを、多数の計算および実験的検証を通して見出した。
【００７０】
具体的には、上述したように、供給物分配器において、ａは通常２〜９℃／ｍであり、ｂは通常９〜２０℃／ｍであり、ｃｊは通常３０〜１２０℃／ｍである。したがって、ｘ管、ｙ管およびｚ管の長さＸ、ＹおよびＺが制御される限り、ΔＴｉは式（３）に従って計算することができ、適切なＴ０と共に、供給物分配器中の混合ガスの温度が、必ず窒化温度よりも低いことを保証することができる。
【００７１】
本発明者の上述の知見から、供給物分配器のｚ管内のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの平均温度上昇率は、ｙ管内の混合ガスの平均温度上昇率よりも著しく大きく、ｙ管内の平均温度上昇率は、ｘ管内の混合ガスの平均温度上昇率よりも大きいことが分かる。混合ガスの温度はｘ管およびｙ管における混合ガスの移動中に連続的に上昇する。混合ガスの温度上昇ΔＴｉは、ｘ管、ｙ管、およびｚ管における混合ガスの温度上昇の重ね合わせである。したがって、反応器内にｚ管のみを備える供給物分配器を考慮する場合、反応器内にｚ管に加えてｘ管およびｙ管を備える供給物分配器と比較して、他の点では同一の条件下で、反応器内にｚ管のみを備える供給物分配器において、プロピレンとアンモニアとの混合ガスの最大温度上昇ΔＴｉＭａｘが低くなることを達成することができる。ここで、いわゆる最大温度上昇ΔＴｉＭａｘは、供給物分配器の入口から同じ反応器内のノズルに到達することができる最大温度上昇率である。供給物分配器の設計要件に従い、初期温度Ｔ０に加えて最大温度上昇ΔＴｉＭａｘが窒化温度を超えてはならないので、供給物分配器の温度上昇範囲は、最大温度上昇ΔＴｉＭａｘによって決定されることを当業者であれば理解し得る。
【００７２】
したがって、本開示に提供されるいくつかの実施形態では、図７に示されるように、供給物分配器において、ｚ管は反応器壁上の供給物分配器の入口と直接連通し、したがって、混合ガスは多くの入口を通ってｚ管に供給される。したがって、ｚ管のみが反応器内に存在する。多数の実験および計算により、従来技術の種々のプロピレンおよびアンモニア分配器と、本発明者が発明した種々の供給物分配器とを比較した場合、他の点では同一の状態（反応器のサイズ、生産規模等）では、図７に示す形態の供給物分配器がプロピレンとアンモニアとの混合ガスの最大温度上昇ΔＴｉＭａｘを最も低くすることを達成することができることが明らかになった。
【００７３】
例えば、同じ反応器の直径と生産規模が同じ場合、図４Ａ〜４Ｄに示す形態の供給物分配器において、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが触媒床に導入される前に供給物分配器中の長い経路を移動するので、供給物分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスの実際の温度上昇ΔＴｉは、図７に示す供給物分配器の温度上昇ΔＴｉよりも大きくなる。したがって、図４Ａ〜４Ｄに示す形態の供給物分配器は、プロピレンとアンモニアとの混合ガスの最大温度上昇ΔＴｉＭａｘを最も低くすることができない。
【００７４】
さらに、反応器の直径が５〜１２メートルの範囲であるとき、反応器の直径が増加することにつれて、同じタイプの供給物分配器のｙ管および／またはｚ管の長さがそれに応じて延長され、したがって、管を通った後の混合ガスの温度上昇がより大きくなることを理解されたい。ｚ管の長さは、その上に設けられたノズルの数およびノズル間の間隔によって決まる。ｚ管内の混合ガスの質量流量は、ノズル数と単一ノズルから追い出される混合ガスの質量流量の積である。ノズル間の間隔が同じであり、単一のノズルから追い出されるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの質量流量が同じであると仮定すると、最も長いｚ管を通って流れるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの質量流量は、それに応じて増加する。比較的一定の直径であるｚ管の場合、ｚ管における平均温度上昇率はわずかに減少するのであろう。したがって、同じ距離を流れる混合ガスの温度上昇は減少する。最後に、ΔＴｉの変化は、上述した変化の組み合わせとなる。最大温度上昇ΔＴｉＭａｘの変化についても同様である。
【００７５】
したがって、反応器の直径の変化に伴って最大温度上昇ΔＴｉＭａｘが変化することを当業者は理解し得る。本発明者による多数の計算および実験的検証によれば、商業的に許容される供給物分配器について、反応器の直径が５〜１２ｍであると考えられる場合、最大温度上昇ΔＴｉＭａｘは、反応器の直径が１メートル増加する毎に約１０〜１７℃増加する。
【００７６】
さらに、ノズルから吐出される混合ガスの最終温度の制御は、最大温度上昇ΔＴｉＭａｘのみを決定することによって達成することができない。式（１）によれば、ΔＴｉはＴ０と組み合わせて混合ガスの最終温度の制御を達成しなければならない。Ｔ０がガスガイド管の平均温度上昇率にも影響を及ぼすことを考慮して、本発明者は、他の点では同一の条件においては、ｚ管について、Ｔ０の１０℃上昇毎に平均温度上昇率が約０．７〜１．３℃／ｍ低下することを、多数の計算および実験的検証を通して見出した。
【００７７】
以上のように、供給システムにおける最も低い最大温度上昇ΔＴｉを実現する条件と併せて、本発明で提供する工業条件用プロピレンおよびアンモニア供給システムにおいて、ノズルから吐出される混合ガスの最終温度が対応する窒化温度を超えないようにするためには、プロピレンとアンモニアとの混合ガスの初期温度Ｔ０を２２０℃以下とする必要があることを本発明者は確認した。また、反応器の直径が大きいとき、例えば、反応器の直径が７．５〜１２メートルのときは初期温度Ｔ０が２００℃以下であるべきであり、反応器の直径が８．５〜１２メートルのときは初期温度Ｔ０が１８５℃以下であるべきである。
【００７８】
さらに、混合ガスの輸送中に、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが反応器に円滑に供給され得ることを確実にするために、一定の圧力が必要とされる。同時に、輸送中の低温に起因して管内に生成される凝縮物を回避するために、過熱状態のプロピレンとアンモニアとの混合ガスを蒸発器から反応器のプロピレンおよびアンモニア供給物分配器に輸送することが必要である。したがって、本開示の供給システムでは、Ｔ０が１０℃以上であり、好ましくは２０℃以上であり、より好ましくは３５℃以上であり、さらにより好ましくは４５℃以上である。
【００７９】
したがって、反応器の直径が５〜１２ｍである場合、プロピレンとアンモニアとの混合ガスの初期温度Ｔ０を前記範囲内に制御することにより、供給物分配器中の任意の位置におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度を窒化温度よりも低い範囲で効果的に制御することができる。
【００８０】
さらに、初期温度Ｔ０を前記範囲内に制御するために、本発明の供給ガス供給システムには、供給ガス混合システム２も設けられている。以下、本発明の供給ガス供給システムにおける供給ガス混合システム２について、図面を参照しながら説明する。図６に示すように、供給ガス混合装置２は、プロピレン蒸発器１１と、プロピレン過熱器１３と、アンモニア蒸発器１２と、アンモニア過熱器１４と、パイプライン混合器１５とを備えている。上述したように、原料プロピレンは、プロピレン蒸発器１１からプロピレン過熱器１３を通って混合ラインに導入される。同様に、原料アンモニアもアンモニア蒸発器１２からアンモニア過熱器１４を通って混合ラインに導入される。原料プロピレンと原料アンモニアは混合ラインで混合され、供給物分配器１０に導入される。
【００８１】
供給物分配器１０に導入される前にプロピレンとアンモニアの十分な混合を達成するために、本開示のプロピレンおよびアンモニア供給ガス供給システムの供給ガス混合システム２は、パイプライン混合器１５をさらに含む。パイプライン混合器の役割は、過熱器からの供給ガスを混合ライン内でより均一に混合させ、プロピレンおよびアンモニア分配器のそれぞれのノズルから吐出される混合ガスが同じ供給ガス比を有するようにすることである。原料プロピレンとアンモニアの混合ラインは、パイプライン混合器として直接使用することができる。プロピレンおよびアンモニア混合ライン内の内部部品を含むパイプライン混合器の具体的な設置位置は限定されず、プロピレンとアンモニアとの混合ガスを含むパイプライン内の任意の位置に設置することができる。好ましくは、反応器近傍のプロピレンとアンモニアとの混合ガスのパイプライン内にライン混合器１５を設ける。好ましくは、図５Ｂに示す内部部品１６をライン混合器１５に加えてもよい。内部部品の具体的な形状は特に限定されず、図５（ｂ）に示すフィン状であってもよいし、他の形状であってもよい。
【００８２】
過熱器と反応器のプロピレンおよびアンモニア入口との間の供給ガスパイプラインには、断熱手段が設けられているが、供給ガスは生産企業による装置の全体的なレイアウトの制限のために、プロピレンおよびアンモニア過熱器と反応器のプロピレンおよびアンモニア入口との間のパイプラインにおいて、常にある程度の熱損失を被る。過熱器によって過熱された後の供給ガスの温度は、供給ガスがプロピレンおよびアンモニア入口に到達する温度よりも高い。さらに、季節の違いによっては、熱損失の程度も、供給ガスと外部環境との間の温度差の違いにより変化する。また、装置の大きさならびにプロピレンおよびアンモニア分配器の設計形状が異なれば、プロピレンおよびアンモニア分配器の入口における初期温度Ｔ０の設計値も変化する。
【００８３】
外部の不確定要素による初期温度Ｔ０の変動を回避するために、本発明のプロピレンおよびアンモニア供給ガス供給システムは、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の入口に初期温度Ｔ０制御システムをさらに含む。図６に示すように、初期温度Ｔ０制御システムは、送信器と、熱源と、バイパス弁と、コントローラとを備えている。送信器は、供給物分配器の入口に設けられ、初期温度Ｔ０を検出するように構成される。熱源（例えば、低圧蒸気ＬＰ；熱源の温度および圧力は一般に安定していると考えられる。以下、熱源をときどき熱源ＬＰと示す）は、プロピレン過熱器１２およびアンモニア過熱器１４に熱を供給するように構成される。バイパス弁は、熱源ＬＰとプロピレン過熱器１２との間に接続されたパイプライン上、および熱源ＬＰとアンモニア過熱器１４との間にそれぞれ接続されたパイプライン上に設けられる。コントローラは送信器からの信号を受信し、送信器からの信号に応じてそれぞれのバイパス弁の開度を調整するように構成される。
【００８４】
プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の入口における温度Ｔ０の正確な温度制御は、一般に、入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの測定温度Ｔ０に応じて供給ガス過熱器に供給される熱源（例えば、低圧蒸気）の流量を調節することによって達成される。具体的には図６に示すように、入口でのプロピレンとアンモニアとの混合ガスの測定温度が設計初期温度Ｔ０よりも低いときには温度送信器がコントローラに信号を送信する。そして、コントローラは、信号に応じて各バイパス弁の開度を調整し、熱源の流量を増大させ、各過熱器の出口での供給ガスの温度を上昇させる。これによって、プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の入口における温度Ｔ０を設計初期温度に達するようにする。逆に、入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの測定温度が設計初期温度Ｔ０よりも高いとき、温度送信器はコントローラに信号を送信し、コントローラは、信号に応じてそれぞれのバイパス弁の開度を調節して、熱源の流れを減少させ、それぞれの過熱器の出口における供給ガスの温度を減少させる。プロピレンおよびアンモニア供給物分配器の入口における温度Ｔ０を設計初期温度に達するようにする。概して、プロピレンガスおよびアンモニアガスがそれぞれの過熱器によって過熱された後、それぞれの過熱器の排気口におけるプロピレンガスおよびアンモニアガスの温度は同様である。そして、プロピレン過熱器バイパス弁コントローラおよびアンモニア過熱器バイパス弁コントローラの動作は両方とも入口温度に応答する。プロピレン過熱器のバイパス弁のコントローラの動作およびアンモニア過熱器のバイパス弁のコントローラの動作は、両方とも入口における温度Ｔ０に応答する。
【００８５】
〔実施例〕
本開示の実施形態は、具体例によってさらに詳細に説明される。
【００８６】
以下の実施例における全てのデータは、実験室において、それぞれ５．０ｍ、５．４ｍ、７．５ｍ、８．５ｍ、１０ｍ、および１２ｍの直径を有するアンモ酸化流動床反応器における状態をシミュレートすることによって得られた。説明図中の種々の供給物分配器の形態に従って炭素鋼を材料として実際の供給物分配器を模擬し、供給物分配器の温度を測定し、対応する平均温度上昇率を計算するために、温度伝送器を重要なノードに設けた。以下の実施例および比較例において、全てのデータは、複数回の測定後に平均した。
【００８７】
〔実施例１〕
流動床反応器の直径は５．０ｍであり、装置を全負荷で運転した。供給ガスの比率（Ｃ３Ｈ６：ＮＨ３：空気）は１：１．２：９．３であり、反応温度は４４０℃、反応圧力は５５ｋＰａであった。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図７に示すような形態を有し、炭素鋼製であり、ｚ管の直径はφ８０ｍｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達し、プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、対応するｚ管において２．４２ｍの移動距離を移動したときに、最も遠いテールエンドノズルに到達した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は２２０℃に制御した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率は５２℃／ｍであった。最も遠いテールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３４６℃であった。
【００８８】
〔実施例２〕
流動床反応器の直径は５．４ｍであり、装置を全負荷で運転した。供給ガスの比率（Ｃ３Ｈ６：ＮＨ３：空気）は１：１．２：９．３であり、反応温度は４４０℃、反応圧力は５５ｋＰａであった。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図７に示すような形態を有し、炭素鋼製であり、ｚ管の直径はφ９０ｍｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達し、プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、対応するｚ管において２．６ｍの移動距離を移動したときに、最も遠いテールエンドノズルに到達した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は１６０℃に制御した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率は６０℃／ｍであった。最も遠いテールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３１６℃であった。
【００８９】
〔実施例３〕
流動床反応器の直径は７．５ｍであり、装置を全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図７に示すような形態を有し、炭素鋼製であり、ｚ管の直径はφ９０ｍｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達し、プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、対応するｚ管において３．６５ｍの移動距離を移動したときに、最も遠いテールエンドノズルに到達した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は２００℃に制御した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率は４０℃／ｍであった。最も遠いテールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３４６℃であった。
【００９０】
〔実施例４〕
流動床反応器の直径は８．５ｍであり、装置を全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図７に示すような形態を有し、炭素鋼製であり、ｚ管の直径はφ９０ｍｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達し、プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、対応するｚ管において４．１５ｍの移動距離を移動したときに、最も遠いテールエンドノズルに到達した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は１８５℃に制御した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率は３９℃／ｍであった。最も遠いテールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３４７℃であった。
【００９１】
〔実施例５〕
流動床反応器の直径は１２ｍであり、装置を全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図７に示すような形態を有し、炭素鋼製であり、ｚ管の直径はφ１１０ｍｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達し、プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、対応するｚ管において５．９ｍの移動距離を移動したときに、最も遠いテールエンドノズルに到達した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は１３０℃に制御した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率は３７℃／ｍであった。最も遠いテールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３４８℃であった。
【００９２】
〔実施例６〕
流動床反応器は直径１０ｍであり、装置は全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図４Ａおよび図４Ｃの組み合わせの形態を有し、炭素鋼製の分配器だった。ｘ管の直径はφ４５０ｍｍであり、ｙ管の直径はφ２５０ｍｍであり、ｚ管の直径はφ９０ｍｍであった。ｘ管におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動距離は１３ｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器の管を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達した。分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は５２℃に制御した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが最も長いｚ管上のテールエンドノズルに移動したとき、すなわち、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管およびｚ管においてそれぞれ１３ｍ、４．１ｍおよび２．８ｍの移動距離を移動したときに、本形態のプロピレンおよびアンモニア分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスは最高温度に達した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管、ｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率はそれぞれ、４．５℃／ｍ、１３．５℃／ｍ、５５℃／ｍであった。したがって、前記テールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３１９℃であった。
【００９３】
〔実施例７〕
流動床反応器は直径１０ｍであり、装置は全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図４Ａおよび図４Ｂの組み合わせの形態を有し、炭素鋼製の分配器だった。ｘ管の直径はφ５００ｍｍであり、ｙ管の直径はφ２５０ｍｍであり、ｚ管の直径はφ１００ｍｍであった。ｘ管におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動距離は８ｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器の管を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達した。分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度Ｔ０は３６℃に制御した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが最も長いｚ管上のテールエンドノズルに移動したとき、すなわち、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管およびｚ管においてそれぞれ８ｍ、０．３ｍおよび４．８ｍの移動距離を移動したときに、本形態のプロピレンおよびアンモニア分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスは最高温度に達した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管、ｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率はそれぞれ、４℃／ｍ、１３℃／ｍ、５０℃／ｍであった。したがって、前記テールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３１２℃であった。
【００９４】
〔実施例８〕
流動床反応器は直径１０ｍであり、装置は全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図１および図４Ｄの組み合わせの形態を有し、炭素鋼製の分配器だった。ｙ管の直径はφ３００ｍｍであり、ｚ管の直径はφ１００ｍｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器の管を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達した。分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は１１０℃に制御した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが最も長いｚ管上のテールエンドノズルに移動したとき、すなわち、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｙ管およびｚ管においてそれぞれ１．３ｍおよび３．４ｍの移動距離を移動したときに、本形態のプロピレンおよびアンモニア分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスは最高温度に達した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｙ管およびｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率はそれぞれ、１４．５℃／ｍおよび５８℃／ｍであった。したがって、前記テールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３２６℃であった。
【００９５】
〔実施例９〕
流動床反応器は直径７．５ｍであり、装置は全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図４Ａおよび図４Ｃの組み合わせの形態を有し、炭素鋼製の分配器だった。ｘ管の直径はφ３２０ｍｍであり、ｙ管の直径はφ２２０ｍｍであり、ｚ管の直径はφ９０ｍｍであった。ｘ管におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動距離は１４ｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器の管を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達した。分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は８０℃に制御した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが最も長いｚ管上のテールエンドノズルに移動したとき、すなわち、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管およびｚ管においてそれぞれ１４ｍ、２．７ｍおよび２．２ｍの移動距離を移動したときに、本形態のプロピレンおよびアンモニア分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスは最高温度に達した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管、ｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率はそれぞれ、５．８℃／ｍ、１３．４℃／ｍ、４．６℃／ｍであった。したがって、前記テールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は２９８℃であった。
【００９６】
〔実施例１０〕
流動床反応器は直径１２ｍであり、装置は全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図４Ａおよび図４Ｃの組み合わせの形態を有し、炭素鋼製の分配器だった。ｘ管の直径はφ５５０ｍｍであり、ｙ管の直径はφ２５０ｍｍであり、ｚ管の直径はφ１００ｍｍであった。ｘ管におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動距離は１５ｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器の管を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達した。分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は８０℃に制御した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが最も長いｚ管上のテールエンドノズルに移動したとき、すなわち、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管およびｚ管においてそれぞれ１５ｍ、４．４ｍおよび３．６ｍの移動距離を移動したときに、本形態のプロピレンおよびアンモニア分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスは最高温度に達した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管、ｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率はそれぞれ、３．３℃／ｍ、１１℃／ｍ、４３℃／ｍであった。したがって、前記テールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３３３℃であった。
【００９７】
〔実施例１１〕
流動床反応器は直径１２ｍであり、装置は全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図４Ａおよび図４Ｃの組み合わせの形態を有し、炭素鋼製の分配器だった。ｘ管の直径はφ５５０ｍｍであり、ｙ管の直径はφ２５０ｍｍであり、ｚ管の直径はφ１００ｍｍであった。ｘ管におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動距離は１５ｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器の管を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達した。分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は４０℃に制御した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが最も長いｚ管上のテールエンドノズルに移動したとき、すなわち、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管およびｚ管においてそれぞれ１５ｍ、４．４ｍおよび３．６ｍの移動距離を移動したときに、本形態のプロピレンおよびアンモニア分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスは最高温度に達した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管、ｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率はそれぞれ、３．３℃／ｍ、１１．２℃／ｍ、４６℃／ｍであった。したがって、前記テールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３０４℃であった。
【００９８】
〔比較例１〕
流動床反応器は直径１０ｍであり、装置は全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図４Ａおよび図４Ｂの組み合わせの形態を有し、炭素鋼製の分配器だった。ｘ管の直径はφ５００ｍｍであり、ｙ管の直径はφ２５０ｍｍであり、ｚ管の直径はφ９０ｍｍであった。ｘ管におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動距離は１３ｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器の管を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが最も長いｚ管上のテールエンドノズルに移動したとき、すなわち、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管およびｚ管においてそれぞれ１３ｍ、０．３ｍおよび４．８ｍの移動距離を移動したときに、本形態のプロピレンおよびアンモニア分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスは最高温度に達した。分配器入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度Ｔ０は７℃に制御した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管、ｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率はそれぞれ、４．１℃／ｍ、１３．５℃／ｍ、５８℃／ｍであった。したがって、前記テールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３４３℃であった。さらに、供給物の凝縮物がプロピレンおよびアンモニア分配器の入口に生成されたことが分かった。
【００９９】
〔比較例２〕
流動床反応器は直径１２ｍであり、装置は全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図４Ａおよび図４Ｃの組み合わせの形態を有し、炭素鋼製の分配器だった。ｘ管の直径はφ６５０ｍｍであり、ｙ管の直径はφ４００ｍｍであり、ｚ管の直径はφ１３０ｍｍであった。ｘ管におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの移動距離は１４．５ｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器の管を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達した。分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は１３０℃に制御した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスが最も長いｚ管上のテールエンドノズルに移動したとき、すなわち、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管およびｚ管においてそれぞれ１４．５ｍ、４．１ｍおよび４．３ｍの移動距離を移動したときに、本形態のプロピレンおよびアンモニア分配器中のプロピレンとアンモニアとの混合ガスは最高温度に達した。プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｘ管、ｙ管、ｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率はそれぞれ、３．０℃／ｍ、８．５℃／ｍ、３５℃／ｍであった。したがって、前記テールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３５９℃であった。
【０１００】
〔比較例３〕
流動床反応器の直径は５．０ｍであり、装置を全負荷で運転した。供給ガスの比率、反応温度、反応圧力は実施例１と同様とした。プロピレンおよびアンモニア分配器は、図７に示すような形態を有し、炭素鋼製であり、ｚ管の直径はφ８０ｍｍであった。プロピレンとアンモニアとの混合ガスは、プロピレンおよびアンモニア分配器を通ってそれぞれのｚ管のテールエンドノズルに到達し、プロピレンとアンモニアとの混合ガスは対応するｚ管において５．９ｍの移動距離を移動したときに、最も遠いテールエンドノズルに到達した。関連するモデルデータおよび入手可能な実験データによれば、プロピレンとアンモニアとの混合ガスがｚ管内を移動したときの単位長さ当たりの平均温度上昇率は５２℃／ｍであり、分配器の入口におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は１３０℃に制御した。最も遠いテールエンドノズルにおけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度は３５２℃であった。
【０１０１】
本開示の供給ガス供給システムを使用した実施例１〜１１では、供給物分配器の任意の位置におけるプロピレンとアンモニアとの混合ガスの温度Ｔが３５０℃よりも低かった。すなわち、アンモニアが活性窒素原子に分解する温度よりも低かった。これに対し、比較例１では供給システムの一定のパラメータが本出願の範囲外になると、供給ガス凝縮物がプロピレンおよびアンモニア分配器の入口で生成した。このことにより、供給ガスの供給量が不正確になり易くなる。また、比較例２および３において、プロピレンおよびアンモニア分配器の脆性破壊が生じ易く、分配器の交換頻度が高くなることが分かった。
【０１０２】
本開示の技術的解決策を実施形態に従って詳細に説明してきたが、本出願の保護の範囲はそれに限定されない。
【０１０３】
本発明を好ましい実施形態を参照して説明してきたが、本発明に対して様々な改変を行ってもよい。また、本明細書の構成要素は本発明の範囲から逸脱することなく、均等物に置き換えてもよい。特に、実施形態で示した技術的特徴は構造上の矛盾がない限り、任意の方法で組み合わせることができる。本発明は、本明細書に開示される特定の実施形態に限定されず、特許請求の範囲内にある全ての技術的解決策を含む。
【図面の簡単な説明】
【０１０４】
【図１】従来技術のプロピレンアンモ酸化流動床反応器の概略図である。
【図２】本開示のプロピレンおよびアンモニア分配器の一実施形態の構造を示す概略図である。
【図３】本開示のプロピレンアンモ酸化流動床反応器の概略図である。
【図４Ａ】本開示のプロピレンおよびアンモニア分配器の一実施形態の側面図である。
【図４Ｂ】図４ＡのＡ−Ａ線に沿った断面図である。
【図４Ｃ】本開示の他の実施形態のプロピレンおよびアンモニア供給物分配器の上面図である。
【図４Ｄ】本開示の他の実施形態のプロピレンおよびアンモニア供給物分配器の上面図である。
【図５Ａ】本開示の混合器管の縦断面図である。
【図５Ｂ】本開示の混合器管の断面図である。
【図６】本開示の供給システムの初期温度Ｔ０制御システムの概略図である。
【図７】本開示のプロピレンおよびアンモニア分配器の一実施形態の構造を示す概略図である。
【図１】
2021505534.tif 000003
【図２】
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【図３】
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【図４Ａ】
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【図４Ｂ】
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【図４Ｃ】
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【図４Ｄ】
2021505534.tif 000009
【図５Ａ】
2021505534.tif 000010
【図５Ｂ】
2021505534.tif 000011
【図６】
2021505534.tif 000012
【図７】
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【国際調査報告】
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2021505534.tif 000015
2021505534.tif 000016
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