wird das Dewaxing groBtechnisch durch selektive Kristallisation der n-Paraffine in speziellen Losungsmitteln, durch Extraktiv-Kristallisa- tion der n-Paraffine in Harnstoff oder durch selektives Hydrocracken der n-Paraffine in mittelporigen Zeolithen wie Z S M J bewerkstelligt. Gegeniiber allen diesen Verfahren bietet ein Dewaxing durch Isome- risieren den Vorteil, daB die schadlichen n-Paraffine nicht entfernt sondern in ein Material mit giinstigen Tieftemperatur-Eigenschaften umgewandelt werden.

Wir danken der Deutschen Forschungsgemeinschaft, dem Fonds der Chemischen Industrie und der Max-Buchner-Forschungsstiftung fur die Forderung dieser Arbeit. R. Kumar dankt dem DAAD fiir ein Forschungsstipendium.

Eingegangen am 17. Januar 1989 [K1031]

Literatur

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Hydrodynamik und Warmeubergang in zweiphasig im Aufstrom durchstromten Festbettreaktoren

Stephan Gutsche, Gabriel Wild, Noel Midoux und Holger Martin*

Herr Professor Dr,-Ing. Dr. h.c./I.N.P.L. E.-U. Schliinder zum 60. Geburtstag

Zur zuverlassigen Dimensionierung von chemischen Reaktoren ist die Kenntnis der den Stoff- und Warmetransport bestimmenden Pha- nomene notwendig. So sind z. B. bei exothermen Reaktionen den im Reaktor auftretenden Temperaturen haufig enge Grenzen gesetzt, um die Bildung von Nebenprodukten oder die Desaktivierung des Kata- lysators zu vermeiden. Im Bereich der Mehrphasen-Festbettreaktoren werden in der chemi- schen und petrochemischen Industrie vorwiegend Rieselbettreakto- ren eingesetzt. Bei niedrigen Fliissigkeitsdurchsatzen konnte der Ein- satz von im Aufstrom betriebenen Reaktoren (wegen ihres erhohten Flussigkeits-Holdup und der sich daraus ergebenden groBeren Ver- weilzeit der Flussigkeit) von Vorteil sein. Die Effektivittit eines sol- chen Reaktors hangt in hohem MaBe von der in ihm erreichbaren Stoff- und Warmeiibergangsleistung ab. Zur Untersuchung der Hydrodynamik und des Warmetransports in einem Mehrphasen-Festbettreaktor wurde ein Laborreaktor verwen- det, der eine experimentelle Bestimmung der radialen Warmeleitfa- higkeit, des Wandwarmeubergangskoeffizienten, des Fliissigkeits- Holdups und des axialen Dispersionskoeffizienten erlaubt. Es wurde untersucht, in welchem MaBe die im Fall der einphasigen Durchstro- mung anwendbaren Berechnungsmethoden gultig sind.

* Dip1.-Ing. S. Gutsche, Dr.-Ing. G. Wild, Prof. Dr. N . Midoux, Labo- ratoire des Sciences du Genie Chimique (LSGC) CNRS-ENSIC I.N.P.L., B.P. 451,l rue Grandville, F-54001 Nancy CEDEX, und Prof. Dr.-Ing. H. Martin, Institut fur Thermische Verfahrenstech- nik, Univ. Karlsruhe (TH), Kaiserstr. 12, 7500 Karlsruhe.

1 Stand des Wissens

Der Warmeubergang in Festbetten la& sich in vielen F d e n durch ein homogenes Modell beschreiben, bei dem nicht zwischen der Tempe- ratur des Feststoffes und derjenigen des Fluids unterschieden wird. Zusatzlich nimmt man an, daD das Fluid in Form einer Kolbenstro- mung durch das Festbett stromt. Der Warmetransport in der Schiit- tung wird durch die effektiven Wiirmeleitfiahigkeiten in radialer und axialer Richtung beschrieben, die analog dem Fall der Warmeleitung in homogenen Korpem iiber die Fourier-Gleichung definiert sind'):

- - ar az

Die analytische Losung der Warmebilanzgleichung fiir das homogene Modell im stationaren Fall bei Vemachlassigung der axialen Warme- leitung und mit der Randbedingung des konstanten Warmeflusses an der Wand findet man z. B. bei Carslaw und Jaeger [l]. Den geanderten Bedingungen nahe der Reaktorwand und den sich daraus ergebenden unterschiedlichen Transportmechanismen zwi- schen der Schiittung und der Wand wird durch einen Wandwiinne- iibergangskoeffizienten Rechnung getragen. Er ergibt sich unter der Annahme eines Temperatursprungs an der Reaktorwand aus G1. (3):

(3)

Die in G1. (1) definierte effektive radiale Warmeleitfahigkeit 4 einer durchstromten Schiittung setzt sich nach Schliinder [2] im Falle der einphasigen Durchstromung aus zwei Anteilen zusammen: einem rei- nen Leitungsanteil &,, der nichtdurchstromten Schiittung und parallel dazu einem durch die radiale Quervermischung des Fluids hervorge- rufenen konvektiven Antei1;L:

1) Eine Zusammenstellung der Formelzeichen befindet sich am SchluB des Beitrags.

Chem.-1ng.-Tech. 61 (1989) Nr. 9, S. 733-736 0 VCH Verlagsgesellschaft mbH, D-6940 Weinheim, 1989 0009-286X/8910909-0733 $ 02.5010

733

(4)

Die Warmeleitfahigkeit der nichtdurchstromten Schiittung laat sich mit den physikalischen Eigenschaften des Fluids und des Feststoffes sowie den geometrischen Eigenschaften der Schiittung recht zuver- lassig vorausberechnen (Schliinder, Zehner und Bauer [3, 41). Zur Abschatzung des konvektiven Anteils werden in der Literatur fur den Fall der einphasigen Festbettdurchstromung ebenfalls mehrere Korrelationen angegeben. Im allgemeinen wird A, dabei als eine Funktion einer Reynolds-Zahl, der Prandtl-Zahl des durchstromen- den Fluids und des Verhaltnisses von Partikeldurchmesser zu Kolon- nendurchmesser dargestellt:

A, = f Re, Pr, . ( 3 Schliinder [ 2 ] hat aus einem einfachen Modell der Durchstromung von Festbetten, dem sog. Flechtstromungsmodell, eine sehr einfache Gleichung zur Berechnung von 4 entwickelt:

Die in GI. (6) auftretende Wclet-Zahl des Fluids ist rnit dem Mi- schungsweg x der Schiittung zu bilden. Fur kugelformige Partikeln be- rechnet sich x nach [3] durch Multiplikation des Partikeldurchmessers dp mit einem Formfaktorf, der den Wert 1,15 hat. Die Konstante K, die in einem radial unendlich ausgedehnten Festbett den Wert 8 hat, beriicksichtigt den EinfluS der Reaktorwand. Zur Beschreibung des hydrodynamischen Verhaltens der Fliissigkeit wurde das PD-Model1 angewendet, bei dem angenommen wird, daS das Fluid in Form einer Kolbenstromung rnit iiberlagerter axialer Dis- persion das Festbett durchstromt. Dieses Modell besitzt zwei Para- meter, und zwar die mittlere Verweilzeit der Fliissigkeit und den axia- len Dispersionskoeffizienten. Die analytische Losung der Massenbi- lanzgleichung fur den Fall eines beliebigen Eingangssignals findet man z. B. bei Villermaux [6].

2 Versuchsaufbau und Me6prinzip

Der in Abb. 1 dargestellte Versuchsreaktor besteht aus einer 2 m ho- hen Giaskolonne mit einem Innendurchmesser von 0,05 m. Das Gas und die Fliissigkeit werden im unteren Teil der Kolonne iiber einen Verteiler aufgegeben. Am Kopf der Kolonne wird das Gas von der Fliissigkeit getrennt. Die Fliissigkeit wird riickgekiihlt und der Kolon- ne wieder zugefiihrt. Die iiber den Querschnitt gemittelte elektrische Leitfahigkeit des durchstromten Festbetts wurde an zwei unterschiedlichen axialen Po- sitionen unterhalb und oberhalb des Heizelements mittels zweier Leitfahigkeitssonden bestimmt. Im unteren Teil der Kolonne wurde eine Salzlosung in die Fliissigkeit eingespritzt. Die Parameter des PD- Modells (die mittlere Verweilzeit und der axiale Dispersionskoeffi- zient) wurden durch eine Minimierungsrechnung der Abweichung zwischen dem gemessenen und dem nach der analytischen Losung be- rechneten Ausgangssignal bestimmt. Aus der so bestimmten mittle- ren Verweilzeit der Fliissigkeit laSt sich das auf das Liickenraumvolu- men bezogene Fliissigkeitsvolumen, der sog. Fliissigkeits-Holdup PI, berechnen. Im mittleren Teil der Kolonne befindet sich die eigentliche Meastrek- ke, bestehend aus einem elektrisch heizbaren Messingrohr rnit einer Lange von 0,5 m. Innerhalb der MeBstrecke befinden sich insgesamt 17 Thermoelemente, die eine Messung der Temperaturen der Reak- torwand und im Inneren des Festbettes an unterschiedlichen radialen sowie axialen Positionen erlauben. Das im stationaren Fall gemessene Temperaturprofil im Inneren des Festbettes wurde nach dem homo- genen Modell unter Vernachliissigung der axialen Warmeleitung aus- gewertet. Die effektive radiale Wameleitf-ihigkeit 4 der durch-

1 Heizmodul @t5- 8 2 Festbett 3 DurchfluDregelung

4 DurchfluBregelung

5 Kreiselpumpe 6 Vorratsbehalter 7 Manometer 8 Leitfahigkeitssonde

(Fllssigkeitl 0 (Gas1

Abb. 1. Schema der Anlage zur Durchfiihrung von Warmeiiber- gangs- und Tracermessungen in einem im Aufstrom von Gas und Fliis- sigkeit betriebenen Festbettreaktor. Kolonnendurchmesser 50 mm; Festbetthohe 2,O m; Abstand der Leitfahigkeitssonden 1, l m; Lange des Heizmoduls 0,5 m.

stromten Schiittung wurde durch eine Minimierung der Abweichun- gen zwischen den gemessenen Temperaturen und der analytischen Losung bestimmt. Der Warmeiibergangskoeffizient zwischen der Schiittung und der Wand wurde nach GI. (3) mit der gemessenen Wandtemperatur T,,, und der Temperatur der Schuttung an der Wand T(z,R), die durch Extrapolation des Temperaturprofils ermittelt wur- de, berechnet.

3 Ergebnisse

Bei der gleichzeitigen Durchstromung eines Gases und einer Fliissig- keit durch ein Festbett stellen sich abhiingig von den Geschwindigkei- ten und den physikalischen Eigenschaften der Fluide und des Fest- stoffs unterschiedliche Stromungsformen ein. Wir haben bei unseren Messungen zwei unterschiedliche Stromungsformen deutlich unter- scheiden konnen: im Bereich niedriger Gasdurchsiitze eine Blasen- stromung und bei hoheren Gasstromen eine pulsierende Stromung. Mit steigendem Gasdurchsatz verdriingt das Gas die Fliissigkeit aus dem freien Volumen zwischen den Partikeln. In Abb. 2 ist die Abhiin- gigkeit des Fliissigkeits-Holdups PI von der Gasgeschwindigkeit fur zwei unterschiedliche Partikeldurchmesser und zwei Fliissigkeitsmas- senstrome dargestellt. Die Abnahme von mit zunehmender Ge- schwindigkeit des Gases verlauft, wie man sieht, fiir gro6e Partikel-

k i n 8 mm

11,4 1.0

6.8 6.0

0 11.4 6,O

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

Abb. 2. Fliissigkeits-Holdup PI als Funktion der Leerrohrgeschwin- digkeit des Gases u,, Fliissigkeit: Wasser; Gas: Stickstoff; Festbett: Glaskugeln; spezifiscge Fliissigkeitsmassenstrome L = 6,8 bzw. 11,44 kg/mz s; Partikeldurchmesser d p = 1,O; 6,O mm.

734 Chem.-1ng.-Tech. 61 (1989) Nr. 9, S. 733-736

durchmesser deutlich steiler. Nach einem starken Abfall von PI im Be- reich kleiner Gasgeschwindigkeiten wird die Abnahme bei hohen Geschwindigkeiten deutlich geringer. Bei einem Partikeldurchmesser von 6 mm scheint PI nur noch vom Gasdurchsatz abzuhangen; ein Ein- fluB des Flussigkeitsdurchsatzes war nicht festzustellen. Abb. 3 zeigt die effektive radiale Warmeleitfahigkeit A, der zweipha- sig durchstromten Schuttung als Funktion des spezifischen Gasmas- senstroms G. Deutlich ist der vom Partikeldurchmesser abhangende unterschiedliche Kurvenverlauf zu erkennen. In dem aus l-mm- Partikeln bestehenden Festbett nimmt A, mit gro6er werdendem Gas-

1000 7 I I I I

0 11.44

6.81

0.00 0.25 0.50 0.75 1.00

Abb. 3. Effektive radiale Warmeleitfahigkeit 4 bezogen auf die Warmeleitfahigkeit der Flussigkeit A, in Abhbgigkeit vom spezifi- schen Gasmassenstrom G. Flussigkeit: Wasser; Gas: Stickstoff; Fest- bett: Glaskugeln; spezifische Flussigkeitsmassenstrome L = 6,8 bzw. 11,44 kg/m2 s; Partikeldurchmesser d , = 1,O; 6,O mm.

strom zu. Dieser Anstieg ist im Bereich der Blasenstromung (bei klei- nen Gasstromen) starker als im Bereich hoher Gasdurchsatze. Bei den 6-mm-Glaskugeln bewirkt die Gaszufuhr eine deutliche Erho- hung der Warmeleitfahigkeit. Im Obergangsbereich zwischen Blasen- stromung und pulsierender Stromung durchquert sie ein Maximum und fallt anschlieBend wieder ab. Fur die Zunahme von A, mit dem Gasdurchsatz sind im wesentlichen zwei Effekte verantwortlich:

- Die Abnahme des Flussigkeits-Holdup fuhrt zu einer Beschleuni- gung der Flussigkeit und damit zu einer Erhohung des makroskopi- schen turbulenten Queraustausches.

- Die in der Schiittung vorhandenen Gasblasen stellen fur die Fliis- sigkeit ein zusatzliches Hindemis dar und bewirken so eine Erho- hung des Mischungsweges.

Bei sehr hohen Gasstromen wachsen die einzelnen Gasblasen zusam- men und verhindem die radiale Vermischung der Fliissigkeitsstromfa- den. Wie Abb. 2 erkennen IaBt, ist bei gleicher Gasgeschwindigkeit das Fliissigkeitsvolumen in der aus 6-mm-Glaskugeln bestehenden Schuttung deutlich geringer als das in der 1-mm-Schiittung. Dies be- wirkt die bei den 6-mm-Partikeln beobachtete Abnahme von A, im Bereich der pulsierenden Stromung. Vergleicht man die bei kleinen Flussigkeits- und Gasdurchsatzen ge- messenen effektiven Warmeleitfahigkeiten mit Werten, die von Hu- shimoro und Mitarb. [7 ] in Rieselbettreaktoren gemessen wurden, so zeigt sich, daB die eigenen Werte um etwa einen Faktor 3 bis 4 hoher sind. Daraus folgt, daB im Aufstrom betriebene Gas/Fliissig- Festbettreaktoren im Bereich niedriger Flussigkeits- und Gasdurch- satze wegen der starken Erhohung der effektiven Warmeleitfahigkeit im Festbett eine gegenuber den Rieselbettreaktoren erhohte thermi- sche Stabilitat aufweisen. In Abb. 4 ist die mit dem Wandwsjmeubergangskoeffizienten a, ge- bildete NuRelt-Zahl uber dem Gasmassenstrom aufgetragen. Die MeBwerte fur den groBen Partikeldurchmesser zeigen einen Anstieg der NuBelt-Zahl beim Ubergang von der einphasigen zur zweiphasi- gen Durchstromung. Im Bereich der zweiphasigen Durchstromung ist nur noch ein schwacher Anstieg erkennbar. Hingegen ist bei dem klei- neren Partikeldurchmesser ein Anstieg bei kleinen Gasstromen ge- folgt von einer Abnahme im Gebiet groBerer Durchdtze festzustel- len.

Zur Beschreibung unserer Ergebnisse schlagen wir vor, das von Schliinder fur die einphasige Durchstromung entwickelte Flechtstro- mungsmodell auf den zweiphasigen Fall zu ubertragen. Geht man da- von aus, daB die durch die Gaszufuhr bewirkte Geschwindigkeitser- hohung der Flussigkeit die Hauptursache der Erhohung von 4 ist

loo-

kg ks' 0 11.4

0 11.4

0.00 0.25 0.50 G,-% 1.00 m2 s

Abb. 4. Mit dem Wandwarmeiibergangskoeffizienten a,, dem Par- tikeldurchmesser d und der Warmeleitfahigkeit a, der Fliissigkeit ge- bildete NuBelt-Za& in Abhangigkeit vom spezifischen Gasmassen- strom G. Flussigkeit: Wasser; Gas: Stickstoff Festbett: Glaskugeln; spezifische Flussigkeitsmassenstrome L = 6,8 bzw. 11,44 kg/m2 s; Par- tikeldurchmesser d , = 1,0 bzw. 6,O mm.

und daB das Gas ebenfalls in Form einer Flechtstromung durch das Festbett stromt, laBt sich G1. (6) leicht auf den zweiphasigen Fall er- weitem, wenn man annimmt, daB die Warmeubergangswiderstande parallel geschaltet sind. Fur das Verhaltnis der effektiven radialen Warmeleitfahigkeit zur Warmeleitfahigkeit der Flussigkeit ergibt sich dann:

1 Pe A Z r (8) _ = _ 4 40 + pexJ I x,g g 9g .

a, 1 1 PI K U-PJ K a1 cpg

Das Verhaltnis c&/cpg berucksichtigt, daB sich das Gas beim Durch- stromen der Kolonne zunehmend mit Gas sattigt. Der Wert von c& berechnet sich dabei aus GI. (9), wobei A P die Enthalpie-Differenz des mit der Flussigkeit gesattigten Gases zwischen Austritt und Ein- tritt der Schuttung darstellt. Der EinfluB des gaskonvektiven Terms ist jedoch relativ gering, so daB sich etwaige Ungenauigkeiten in der Ab- schatzung c& kaum bemerkbar machen:

Gg = AH*/(T,, - Tein) . (9)

In Abb. 5 sind die MeBwerte fur einen Partikeldurchmesser von 1 mm uber der auf den Flussigkeits-Holdup bezogenen Pkclet-Zahl der

3.74

A 6.81

~11.44

0 so in0 150 zoo Pe fl;'

Abb. 5. Effektive radiale Warmeleitfahigkeit li, bezogen auf die Warmeleitfahigkeit I, der Fliissigkeit in Abhangigkeit der durch den Flussigkeits-Holdup PI dividierten Pkclet-Zahl Pe. Die durchgezoge- ne Linie ergibt sich aus G1. (8). Flussigkeit: Wasser; Gas: Stickstoff Festbett: Glaskugeln, spezifische Fliissigkeitsmassenstrome L = 1,8; 3,74; 6,8; 11,44 kg/m2 s; Partikeldurchmesser d = 1,0 mm.

Chem.-1ng.-Tech. 61 (1989) Nr. 9, S. 733-736 735

Fliissigkeit Pe,, aufgetragen. Die Obereinstimmung der MeBwerte mit der nach GI. (8) berechneten Kurve ist zufriedenstellend, wenn man beriicksichtigt, daB G1. (8) nur eine untere Grenze fur die effekti- ve radiale Wgjmeleitfahigkeit liefern kann, weil der Effekt der Erho- hung der radialen Vermischung durch die Gasblasen in dem Modell vernachlassigt wurde. Besonders bei kleinen Flussigkeitsmassenstro- men scheint dieser Effekt aber einen starken EinfluB zu haben. Eige- ne Messungen mit groBeren Partikeldurchmessern lassen sich mit die- sem einfachen Modell allerdings nicht beschreiben. Zusammenfassend la6t sich sagen, daB bei kleinen Flussigkeitsdurch- satzen im Aufstrom betriebene Gas/Fliissig-Festbettreaktoren gegen- iiber den Rieselbettreaktoren eine um den Faktor 3 bis 4 hohere ef- fektive radiale Warmeleitfahigkeit ergeben. Die Enveiterung des fur die einphasige Durchstromung entwickelten Flechtstromungsmodells auf den zweiphasigen Fall hat fur kleine Partikeldurchmesser eine gute Obereinstimmung ergeben. Die deutlich schlechtere Oberein- stimmung bei groBen Partikeldurchmessern laat sich vielleicht auf Stromungsungleichverteilungen im Festbettinneren zuruckfuhren. Dieses wird Gegenstand weiterer Untersuchungen sein.

Eingegangen am 23. Marz 1989 [K 10501

Formelzeichen

[W/m2 K] Wandwarmeubergangskoeffizient [-I Flussigkeits-Holdup [kJ/kg K] spezifische Warmekapazitiit des trocke-

nen Gases [mml Partikeldurchmesser [ml Kolonnendurchmesser [kglm2 S]

2 2 cPP

auf den Kolonnenquerschnitt bezogener Gasmassenstrom

G

'4 [m%] Temperaturleitfahigkeit des Fluids

1 A Pe,,

4

r R

Uof X

Z

Indices

f g 1

Fluid Gas Fliissigkeit

Warmeleitfahigkeit effektive Wheleitfahigkeit mit dem Mischungsweg gebildete Wc- let-Zahl des Fluids auf die Heizflache bezogener spezifi- scher Warmestrom radiale Ortskoordinate Kolonnenradius Wandtemperatur Temperaturprofil in der Schuttung Leerrohrgeschwindigkeit des Fluids Mischungsweg axiale Ortskoordinate

r radial so Schuttung Z axial

Literatur

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Verlag, Diisseldorf 1984.

Inzwischen ist bekannt, daB auch im Niederdruck-Acetylen bei Zu- fuhr einer ausreichenden Ziindenergie ein fortschreitender Zerfall

Stabilitatsgrenzdruck von Acetylen

Dieter Lietze, Horst Pinkofsky, Thomas Schendler und Heinz-Peter Schulze*

1 Problemstellung

Im Regelwerk TRAC (Technische Regeln fur Acetylen-Anlagen und Calciumcarbid-Lager [l]) werden zur Charakterisierung des Acety- lens drei Druckstufen eingefuhrt: Bis zu Driicken von 1,2 bar (0,2 bar Oberdruck) wird das Acetylen als Niederdruck-Acetylen, bis zu Drucken von 2,s bar als Mitteldruck- und bei Driicken uber 2,5 bar als Hochdruck-Acetylen bezeichnet. Die Unterteilung in Nieder- druck-Acetylen einerseits sowie Mittel- und Hochdruck-Acetylen an- dererseits basiert noch auf der Annahme, daB der Stabilitiitsgrenz- druck fur Acetylen bei Raumtemperatur bei einem Druck von 1,4 bar liegt, wie seinerzeit von Reppe bei seinen Versuchen mit einem durch- schmelzenden Platindraht als Zundquelle ermittelt worden ist [2]. Niederdruck-Acetylen mit einem Sicherheitsabstand von mindestens 0,2 bar zu diesem Stabilitatsgrenzdruck kann danach wie ein norma- les, nicht zerfallfahiges Brenngas betrachtet werden. Unter dem Stabilitatsgrenzdruck ist dejenige Druck zu verstehen, bei dem bei Raumtemperatur gerade kein Acetylen-Zerfall mehr einge- leitet werden kann.

* Dip1.-Ing. D. Lietze, H. Pinkofsky, Dr. T. Schendler und H. -P. Schul- ze, Bundesanstalt fur Materialforschung und -priifung (BAM), Un- ter den Eichen 87, 1000 Berlin 45.

eingeleitet werden kann [3-51. Trotzdem hat sich die dem Regelwerk TRAC zugrundeliegende Konzeption fur die Anlagen, die in den Gel- tungsbereich der Verordnung uber Acetylen-Anlagen und Calcium- carbid-Lager (Acet V) [6] und damit des Regelwerkes TRAC fallen, im Grunde bewahrt. Bei den in diesen Anlagen ublichen Rohrdurch- messern bis etwa 100 mm kann nach bisher bekannten Untersu- chungsergebnissen ein durch eine thermische Zundquelle im Nieder- druck-Acetylen eingeleiteter Acetylen-Zerfall nur uber eine kurze Wegstrecke laufen und kommt dann zum Erliegen. Nach Sargent [7] liegt bei einem Durchmesser von 100 mm der sog. Deflagrations- grenzdruck, d. h. der Grenzdruck fur das Fortschreiten eines Acety- len-Zerfalls in langeren Rohrleitungen, bei einem Wert von 1,2 bar. Anders ist die Situation bei groBeren Anlagen der chemischen In- dustsrie, in denen Niederdruck-Acetylen in Rohrleitungen mit we- sentlich groBeren Durchmessern transportiert wird. Hier muB die Reaktionsfahigkeit von Niederdruck-Acetylen bei der Auslegung und Absicherung derartiger Anlagen berucksichtigt werden. Die Er- gebnisse der im folgenden beschriebenen Untersuchungen unterstrei- chen die Notwendigkeit einer solchen sicherheitstechnischen Kon- zeption bei der Handhabung von Niederdruck-Acetylen in Anlagen mit groBeren Abmessungen.

2 Versuche zur Ermittlung des StabilitStsgrenz- druckes von Acetylen

In der BAM sind im Rahmen von Untersuchungen uber den Stabili- tatsgrenzdruck von C3-Acetylenen zum Vergleich noch einmal Versu-

736 Chem.-1ng.-Tech. 61 (1989) Nr. 9, S. 736-738 0 VCH Verlagsgesellschaft mbH, D-6940 Weinheim, 1989 0009-286Xl8910909-0736 S 02.50/0