整合的燃烧器和进行同步吸热和放热反应的方法.pdf

本发明提供了整合的燃烧反应器（ICR）和制造ICR的方法，其中燃烧室（或通道）直接与用于吸热反应的反应室热接触。本发明也描述了具体的反应器设计。本发明提供了在整合的燃烧反应器中进行反应的方法以及得到的结果。一些方法的特征是具有意外的和较好的结果，和/或这些结果不能用现有的设备得到。

权利要求书
1.  一种同时进行放热反应和吸热反应的方法，所述方法包括：
将燃料输入第一微通道燃烧反应室；
将氧化剂加入到燃烧室中使得氧化剂氧化燃料，且燃烧室中的温度沿所述燃烧室的前部到后部上升；
在吸热反应室中提供吸热反应组合物，所述吸热反应室与所述燃烧室相邻，其中吸热反应室和燃烧室由导热壁分隔；
其中所述吸热反应组合物进行吸热反应形成产物；
所述燃烧室中的温度从燃烧室的前部到后部基本上单调上升。

2.  如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述放热反应室包括体积流体通道和放热反应催化剂。

3.  如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述氧化剂通过喷射进入放热反应室，且燃烧催化剂上流动，所述燃烧催化剂置于与吸热反应室相邻的反应室壁上。

4.  一种同时进行吸热和反应反应的整合的反应器，所述反应器包括：
至少一个吸热反应室，
至少一个放热反应室，
其中至少一个导热的放热反应室的壁与至少一个吸热反应室相邻，
所述至少一个吸热反应室中包括与至少一个吸热反应室的壁接触的吸热反应催化剂，所述至少一个吸热反应室的壁与至少一个放热反应室相邻，
所述整合的反应器具有一个自由端和非自由端；所述非自由端包括用于燃料入口和氧化剂入口的连接管路和用于废气出口的连接管路。

5.  如权利要求4所述的反应器，其特征在于，所述吸热反应室包括U形弯管，在工作过程中，所述吸热反应组合物在第一方向流过所述吸热反应室，同时形成产物，所述产物流过U形弯管，且以第二方向流动，所述第二方向与第一方向相反。

6.  一种整合的反应器，所述反应器包括：
内有放热反应催化剂的放热反应微通道；
与所述放热反应微通道相邻且内有吸热反应催化剂的吸热反应微通道，所述吸热反应催化剂在流动方向上的长度至少10厘米；
分隔所述放热反应催化剂和吸热反应催化剂的壁。

7.  如权利要求6所述的整合的反应器，其特征在于，所述吸热反应微通道的高度为0.5mm或更低，所述高度指垂直于流动方向的尺寸，它定义了从所述吸热反应微通道的中心到所述燃烧微通道的最短距离。

8.  如权利要求6所述的整合的反应器，其特征在于，限定所述燃烧微通道的至少一个壁上有小孔，所述小孔连接所述燃烧微通道和相邻空气通道之间的气流。

9.  一种整合的反应器，所述反应器包括：一叠至少两个微通道，其中至少两个微通道中的至少一个包括可拆除的催化剂插入物和催化剂门。

10.  一种启动整合的反应器的方法，其中所述整合的燃烧器包括：内有放热反应催化剂的放热反应室；与所述放热反应室相邻且内有吸热反应催化剂的吸热反应室；分隔所述放热反应室和吸热反应室的壁，
所述方法包括：在所述放热反应室中加入燃烧燃料并燃烧所述燃料，以不超过5℃/分钟的速率提高吸热反应室的温度；以及
向所述吸热反应室中加入H2，并还原所述吸热反应催化剂。

11.  如权利要求10所述的方法，其特征在于，所述吸热反应微通道的高度为0.5mm或更低，所述高度指垂直于流动方向的尺寸，它定义了从所述吸热反应微通道的中心到所述燃烧微通道的最短距离。

12.  如权利要求10所述的方法，其特征在于，所述吸热反应催化剂是流体甲烷重整催化剂，所述催化剂在约120-150℃的温度还原。

说明书整合的燃烧器和进行同步吸热和放热反应的方法
本发明专利申请是国际申请号为PCT/US2003/022490，国际申请日为2003年8月4日，进入中国国家阶段的申请号为03823737.7，名称为“整合的燃烧器和进行同步吸热和放热反应的方法”的发明专利申请的分案申请。
其他申请
可通过参照2002年8月15日提交的美国专利申请10/220604、10/219990和10/219956进一步理解本发明，其全部内容参考结合于此。
背景技术
目前，在微反应器中进行的吸热反应是由外部热源（例如由外部燃烧器提供的流体）提供的热量驱动的。在这种情况下，提供热量的气流的温度就会受到结构体所用材料的限制。例如，由Inconel25构成的典型微反应器应限于使用温度为～1050℃或更低的气体。实际上，这意味着由外部燃烧器提供的流体必须用冷的气体（即过量空气）稀释，以使所述气体的温度下降，以满足该材料的温度限制。这就提高了气体总流量，增加了鼓风机/压缩机的成本。而且，从外部加热气流会造成热量损失（发生在热气体输送到所述微反应器的过程中），以及需要将燃烧器连接到微反应器的昂贵耐高温材料。
另一方面，整合的燃烧器可为接近反应区的反应提供热量，因此可降低热量损失并提高效率。由于常规燃烧催化剂在高温条件下（高于～1200℃）是不稳定的，这是因为贵金属会烧结，因此，整合的燃烧器必须以足够大的速率除去热量，该速率足以使催化剂表面的局部温度保持低于催化剂快速失活的水平而避免风险。
发明概述
在整合的反应器中，燃烧/生成热量应在接近所述吸热反应的区域发生。优选地，在与进行吸热反应的微通道交叉的微通道中进行放热反应。优选是吸热 反应流体和放热反应流体的共流体。但是，也可以是交叉流体或逆流体。放热反应产生的热量从放热反应传导到吸热反应催化剂上，在那里进行吸热反应。
优选地，在所述整合的反应器中，放热反应通道和/或吸热反应通道是微通道，即直径至少为2毫米（mm）或更小的通道。使用最小直径大于2毫米的通道可能是无效的，因为热量和质量传递的限制就会被放大。整合的燃烧器可使用反应器微通道的大表面积，以除去生成的热量，这样使微反应器组件不超过材料的温度限制，同时燃烧时仅需要比使用外部燃烧器时所需的过量空气（稀释剂）少得多的过量空气。
一方面，本发明提供了一种在整合的燃烧反应器中进行吸热反应的方法，它包括：将放热反应混合物通入至少一个放热反应室中，将燃料和氧化剂通入至少一个吸热反应室中（其中所述燃料和氧化剂都在所述燃烧室中具有50ms或更少的接触时间，所述放热反应室包括至少一个放热反应室壁，所述放热反应室壁与至少一个吸热反应室相邻，所述吸热反应室包括至少与至少一个吸热反应室壁接触的吸热反应催化剂，所述吸热反应室壁与至少一个放热反应室相邻），以及将热量以下述速率的一种或多种：至少0.6W/cc的燃烧室体积，或至少1W/cm2（以所述吸热反应室的内表面积计），从至少一个放热反应室传递到至少一个吸热反应室。所述热通量可基于单个放热反应室或多室设备中的多反应室进行测量。这样，这两种情况都包含在本发明的范围内。在本发明方法和设备的各种优选实施方式中，所述放热反应室体积具有小于2毫米，较佳小于1.5毫米，有些实施方式中，小于1毫米的一个内尺寸；基于反应室的体积热通量大于10W/cc，更优选大于100W/cc，还要更优选大于500W/cc。在放热和/或吸热反应室中的接触时间优选小于500ms，更优选为100ms或更少，还要更优选50ms或更少，更优选25ms或更少，还要优选10ms或更少。面积热通量（相对于各个反应室的面积）优选为1W/cm2或更大，优选5W/cm2或更大，更优选10W/cm2或更大，还要更优选20W/cm2或更大。
在另一方面，本发明提供了一种在整合燃烧器中进行流体重整（stream reforming）的方法，它包括：步骤a）将流体和烃送入至少一个吸热反应室中，其中所述流体与碳之比小于3：1，且通过所述吸热反应室的压力降小于900psig（6000kPa），步骤b）将燃料和氧化剂通入至少一个放热反应室中，其中所述 燃料和氧化剂在所述燃烧室中都具有100ms或更少的接触时间，其中所述放热反应室包括至少一个放热反应室壁，所述反应室壁与至少一个吸热反应室相邻，所述吸热反应室包括至少与至少一个吸热反应室壁接触的吸热反应催化剂，所述吸热反应室壁与至少一个放热反应室相邻，步骤c）将所述流体和烃转变成CO和H2，这样所述至少一个放热反应室有一个显示烃的转化率至少为50％，且CO的选择性至少为50％的输出；同时并且连续的进行步骤a、b和c至少100小时，使压力降提高2psi。流体和碳之比的其他优选水平为小于2.5：1、2：1和1.5：1。在另一个实施方式中，设备的特征是，操作100或500小时，然后断开（cut open），以释放（reveal）出小于0.1克焦炭每千克处理的甲烷燃料。
在另一方面，本发明提供了一种在整合的燃烧器中进行同步放热和吸热反应的方法，它包括：将吸热反应组合物送入至少一个吸热反应室中，将燃料和氧化剂送入至少一个放热反应室中，其中所述燃料和氧化剂在所述燃烧室中都具有100ms或更少的接触时间，所述氧化剂的用量为完全氧化燃料所需氧化剂量基础上过量50％或更少，将所述燃料和空气转变成产物；并将所述产物输出整合的燃烧器，其中CO小于2500ppm；所述放热反应室包括至少一个放热反应室壁，所述反应室壁与至少一个吸热反应室相邻，所述吸热反应室包括至少与所述至少一个吸热反应室壁接触的吸热反应催化剂，所述吸热反应室壁与至少一个放热反应室相邻。代替CO低含量的是，或者除了CO低含量的是，当氧化剂是空气时，所述产物含有小于100ppm的NOx。过量氧化剂的含量是总的过量，换句话说，转化率不包括任何随后的处理步骤，在这些处理步骤中，在处理室（例如，催化转变器）中加入了其他氧化剂。NOx的其他含量包括：小于100ppm，小于50ppm，20ppm或更小，10ppm或更小，5ppm或更小。
本发明还提供了整合的燃烧器，它包括：至少一个放热反应微通道；所述放热反应微通道包括至少一个放热反应微通道壁，所述微通道壁与至少一个吸热反应微通道相邻，所述吸热反应微通道包括至少与至少一个吸热反应微通道壁接触的吸热反应催化剂，所述吸热反应微通道壁与至少一个放热反应微通道相邻；而且所述整合燃烧器在使用所述热通量试验进行测试时具有一个或多个优选的性质。
本发明也提供了一种分层的整合燃烧器，它包括：具有第一体积的外部放热反应层；与所述外部放热反应层相邻的第一燃烧器层，它位于所述外部放热层和内部吸热反应层之间；具有第二体积的内部吸热反应层，它位于所述第一燃烧器层和第二燃烧器层之间；所述第二燃烧器层与所述内部吸热反应层相邻分布；所述第一体积比所述第二体积小20－80％。更优选地，所述第一体积比所述第二体积小45－55％。该ICR的一个非限制性实例是所述的结合的ICR结构。
本发明还提供了一种同时进行放热和吸热反应的方法，它包括：使燃料流入燃烧室中；在所述燃烧室中加入氧化剂，这样所述氧化剂就能氧化所述燃料，且所述燃烧室中的温度就能从所述燃烧室的前部到其后部提高；在与所述燃烧室相邻的吸热反应室中提供吸热反应组合物，所述吸热反应室和燃烧室由热传导壁隔开；所述吸热反应组合物进行吸热反应，形成产物。如果没有其他说明，所述燃烧室的前部定义为燃料流接触燃烧催化剂和氧化剂的地方，而所述燃烧室的后部定义为装有燃烧催化剂的反应室最后面部分，它与吸热反应室直接热接触（即通过壁）。在所述的结合ICR结构中，排气部分并不与所述吸热反应室直接接触。或者，所述燃烧室的后部可定义为所述燃料和氧化剂的95％的放热容量已经消耗掉的部位。
本发明也提供了一种进行吸热反应的方法，它包括：将燃料送入第一燃料通道，同时，将燃料送入第二燃料通道；以分布的方式沿着所述第一和第二燃料通道的长度加入氧化剂；通过吸热反应通道送入吸热反应组合物，所述通道具有连接到含催化剂的吸热反应室的预热部分；在所述第一燃料通道中氧化所述燃料，生成热量并形成第一热废气流，同时，氧化第二燃料通道中的燃料，生成热量并形成第二热废气流；在一个废气通道中将所述第一废气流和第二废气流混合起来；将在所述第一燃料通道中生成的一部分热量通过壁传递到所述吸热反应室中；将来自所述第一废气流和第二废气流的热量通过所述废气通道的壁传递到所述第一燃料通道；使所述吸热反应组合物在所述吸热反应室中反应，形成热的吸热反应产物；使所述热的吸热反应产物流入产物通道；将由所述产物通道中的热的吸热反应产物提供的热量通过壁传递到所述吸热反应通道的预热部分。
本发明还提供了一种整合的燃烧器，它包括：包含燃烧催化剂的燃烧微通道；与所述燃烧微通道相邻且包含吸热反应催化剂的吸热反应微通道，所述吸热反应催化剂在流动方向的长度至少为10厘米；以及隔开所述燃烧催化剂和吸热反应催化剂的壁。长的反应催化剂得到了短接触时间和高热通量的意外结果。本发明还包括通过该ICR进行吸热反应的方法，优选具有低的压力降。本发明的这方面优选是较短的通道，且具有较长的接触时间，因为可降低热梯度和提高设备寿命。在有些优选的实施方式中，所述吸热反应微通道的高度（垂直于流动方向的尺寸，它限定了从吸热反应微通道的中心到所述燃烧微通道的最短距离）为0.5毫米或更小。在有些优选的实施方式中，在所述吸热反应微通道的壁和所述吸热反应催化剂表面之间有缝隙，所述缝隙优选为8－12密尔（0.2－0.3毫米）。
在另一方面，本发明提供了一种ICR，它包括：一叠（stack）至少两个微通道，其中至少两个微通道中的至少一个包括可拆除的催化剂插入物（insert）和催化剂门（door）。本发明也包括通过打开所述催化剂门以及除去催化剂来抢救（salvage）或翻新（refurbish）ICR的方法。
在还有一个方面，本发明提供了一种ICR，它包括：外部；包括至少两个成叠的微通道的内部以及连接至少两个微通道中的至少一个并通向外部的催化剂前体通路；所述催化剂前体通路与过程气体的入口和出口是分隔的，且是不同的。本发明也包括通过所述催化剂前体通路加入催化剂（或通过溶解除去催化剂）的方法。
在其他方面，本发明提供了启动ICR的方法。一种方法包括：将氢气加入到燃料通道中启动燃烧反应，然后减少流入到所述燃料通道中的氢气，并提高烃的流入量。本发明还包括启动方法，是将非反应气体通过所述吸热过程侧面接近操作过程的流速。优选地，所述非反应气体是惰性气体，例如氮气，但是可以是非反应的加工气体。本发明也包括启动方法，其中流体通过放热和/或吸热反应室的总流速在整个启动过程中基本上保持恒定。在另一个启动方法中，在进入所述反应室之前，烃燃料先进行部分氧化反应，从而得到较低的点燃（lightoff）温度。
在另一个方面，本发明提供了一种同时在ICR中进行吸热和放热反应的方 法，它包括：通过吸热微通道反应室，以是相邻放热微通道反应室中两倍或更高的压力，输入吸热反应混合物。
在另一个方面，本发明也提供了一种同时在ICR中进行吸热和放热反应的方法，它包括：通过ICR中的微通道输入包含H2和甲烷的混合物；使所述H2和甲烷与氧化剂反应，形成水、CO2和CO，生成热量，因而从所述混合物中除去H2和甲烷；比较通过微通道之前混合物中H2和甲烷含量以及通过所述微通道后在任意点的H2和甲烷含量，可知，相比从混合物中除去的H2的百分数，从所述混合物中除去的甲烷的百分数更高。这是非常吃惊的结果。“除去”步骤是通过化学反应进行的，而不是通过分离技术进行的。
本发明还提供了一种形成层合设备的方法，它包括：形成一叠薄片（shim），所述薄片包括含空隙的牺牲（sacificial）薄片；将热量和压力施加到该叠上，使所述牺牲薄片变形。本发明也提供了一种层合的反应器，它包括空隙，在工作过程中，所述空隙中不包含加工流体或热传递组分。
在另一个方面，本发明提供了整合的反应器，它包括：包括出口的第一通道；包括出口的第二通道；连接所述第一和第二通道的出口的第三通道；以及伸入（project）到所述第三通道的舌状物（tongue），在工作过程中，所述第三通道使来自所述第一和第二通道的出口的流体发生偏转，并使这些流体以基本相同的方向流动。优选地，所述整合的反应器通过层合的薄片形成。
在另一个实例中，本发明提供了一种整合的反应器，它包括：通过U形弯管连接到逆流吸热产物通道的吸热反应室；以及通过U形弯管连接到逆流废气通道的放热反应室。
在还有一个方面，本发明提供了一种整合的反应器，它包括：通过U形弯管连接到逆流废气通道的燃料通道；以及装（nest）在所述燃料通道和废气通道之间的氧化剂通道。
在另一方面，本发明提供了一种整合的燃烧器，它包括由壁隔开的燃料通道和相邻的氧化剂通道；所述壁包括喷射孔。在一个实施方式中，所述壁包括非圆形的喷射孔。在另一个实施方式中，所述壁具有不均匀分布的喷射孔。
本发明也提供了一种层合的整合反应器，它包括一个放热反应室，所述放热反应室包括反应室壁和至少两个与所述反应室壁相邻的放热反应通道。例 如，放热反应室可通过支撑性肋状物分成两个放热反应微通道。
在还有一个实施方式中，本发明提供了一种整合的燃烧系统，它包括：包括燃料出口侧面和燃烧侧面的层叠的整合燃烧器；以及位于所述燃料入口侧面上的至少两条连接管路（connection）；相比所述入口侧面，所述燃烧侧面随着温度的上升能较自由的膨胀。所述连接管路通常是用于流体入口和出口的连接管路，但也可包括夹子或其他能限制所述ICR膨胀的装置。通常，两个侧面将ICR分成两个体积相同的侧面部分。
在还有一个实施方式中，本发明提供了一种层叠的ICR，它包括：包含第一片和第二片的层叠的片，所述第一片包括在该片的平面上，并延伸到所述第一片边缘上的第一开口（opening）的通道，所述第二片包括在该片的平面上，并延伸到所述第二片的边缘上的第二开口的通道；所述第一片的边缘和所述第二片的边缘位于所述层叠ICR的相同侧面上；一个连接所述第一和第二开口，包含一天管道和内部空间的歧管，所述管道选自废气管道、燃料管道、氧化剂管道、吸热反应试剂管道和吸热反应产物管道。
本发明还提供了一种整合的微通道反应器，它包括：放热反应微通道和与所述放热反应微通道相邻的吸热反应微通道，（任选地）氧化剂通道、废气通道和产物通道，而且，所述整合的微通道反应器制成具有至少两层放热反应层和至少两层吸热反应层的多层。另外，所述反应器的特征是，每种类型的通道和微通道都有多个（多于1个），并且包括2根或多、根歧管，所述歧管选自连接至少两个吸热反应微通道的歧管、连接至少两个放热反应微通道的歧管、连接至少两个氧化剂通道的歧管、连接至少两个废气通道的歧管、以及连接至少两个产物通道的歧管；这些歧管中的至少两个连接在沿着所述整合的反应器的不同长度部位。
在另一个方面，本发明提供了一种多区域的整合反应器，它包括：歧管区域、热交换区域和反应区域。优选地，这些区域沿着所述整合反应器的结构体线性排列。优选地，在所述热交换区域和反应区域之间有过渡区域，在那里流体流被分开，且再次混合。在一个优选的实施方式中，所述反应器包括部分氧化区域和燃烧区域。
本发明还提供了一种整合的反应器，它包括通过热交换区域和反应器区域 的连接微通道。
在另一个方面，本发明提供了同时进行吸热和燃烧反应的方法，其中在燃烧室中燃烧之前，燃料先进行部分氧化。例如，烃可完全或部分转变成CO，且所述CO在所述燃烧室中燃烧。本发明也包括整合的反应器，所述反应器包括位于燃烧催化剂的上游的部分氧化催化剂，所述燃烧催化剂位于与吸热反应室相邻的燃烧室中。所述部分氧化催化剂优选位于燃料通道（或燃烧通道）中，可以是流体能穿过的催化剂形式，所述催化剂基本上占据所述通道的全部横截面，或者所述部分氧化催化剂可以是让该流体在旁流过的形式，所述催化剂在所述通道中留下整体流体流动的路径。
在还有一个方面，本发明提供了一种吸热反应催化剂插入物（优选分布在整合的反应器中），它包括涂有催化活性金属的密集载体（如金属箔）。优选地，所述的密集载体包括多孔层，以提高所述活性金属的表面积。
在另一个方面，本发明提供了一种微通道反应器，它包括：具有第一长度的微通道；具有第二长度的相邻和重叠的第二微通道，所述第二长度由至少一个微通道限定；所述第二长度比所述第一长度短；位于所述第二微通道中的催化剂插入物。所述至少一个微通道壁防止所述催化剂插入物沿着更长的微通道滑动。
本发明也包括具有所述任何独特结构特征或设计的设备。例如，本发明包括具有放热和/或吸热反应通道的设备，所述反应通道与所述相应的产物通道成交叉流动的关系。
本发明也包括使用任何设备、结构特征设计或系统的方法，或者其特征是上述任何性质或结果的方法。在有些优选的实施方式中，本发明由一系列不能由现有设备或方法得到的特征来限定；本发明的各个方面可由包括下述一个或多个的特征来限定：体积热通量、面积热通量、穿过放热或吸热反应通道的压力降、接触时间、在所述燃烧废气中的NOx或CO含量、热效率、低过量空气、燃烧转化率、平衡吸热反应的程度、转化百分数、产物选择性、热分布（profile）、燃料组成、流体重整反应中的流体与碳之比、焦炭形成的量、在给定流体重整压力的性能、吸热和放热反应通道之间的压力差、操作性能和时间的函数关系。这些以及其他特征的水平可参见详细描述和实施例部分。
在优选的实施方式中，本发明的各个方面为组合起来，例如，在一个优选的 实施方式中，本发明的方法的特征是接触时间和平衡吸热反应的程度。
本发明的各种实施方式可具有如下优点：低的压力降、对于过量空气的低要求、高燃烧稳定性、对于吸热和/或放热反应的短接触时间、低CO和/或NOx形成、接近化学计量的空气原料操作、更高的安全性、以及高的热循环耐用性。使用接近化学计量的空气原料进行工作降低了对于系统空气鼓风机或压缩机的整体负荷，从而明显降低了成本。
通过降低引发所述吸热反应所需的燃烧温度（或放热反应的温度）的其他优点是可使用替代的金属或冶金技术（metallurgy），这样就可得到更低成本的材料或更长的设备寿命。
尽管所述燃烧可具有均相或非均相的贡献，但是在微通道（或最小开口尺寸小于或稍微大于淬冷直径的通道）中进行催化燃烧可降低均相反应的贡献，而有助于非均相（催化）燃烧。这也可通过减少气相反应来进一步提高安全性，否则气相反应可能会使所述燃烧混合物明显高于材料的完全工作温度限制。随着通道最小尺寸的降低，以及随着催化表面积的提高，对于气相燃烧的抑制就越强。
在还有一个方面，本发明涉及在整合燃烧反应中进行吸热反应的方法，它包括：将吸热反应组合物送入至少一个吸热反应室中，并在所述吸热反应室中进行吸热反应，并且将燃料和氧化剂送入至少一个放热反应室中，并在所述放热反应室中进行放热反应，其中有至少一个与所述至少一个吸热反应室相邻的放热反应室壁，所述至少一个吸热反应室包括与至少一个吸热反应室壁接触的吸热反应催化剂，所述吸热反应室壁与至少一个放热反应室相邻。
而且，本发明涉及同时进行吸热和放热反应的整合反应器，它包括：至少一个吸热反应室，和至少一个放热反应室，其中有至少一个与所述至少一个吸热反应室相邻的放热反应室的壁，所述至少一个吸热反应室包括与至少一个吸热反应室壁相邻的吸热反应催化剂，所述吸热反应室壁与至少一个放热反应室相邻，根据热通量测试#1、或热通量测试#2、或热通量测试#3测得，所述反应器具有热通量能力。
根据本发明的一个方面，可得到下述特征中的至少一个：（I）所述燃料和氧化剂在放热反应室中的接触时间为20ms或更短，热量以至少5W/cm2的速率（以所述吸热反应室的内部面积计）从至少一个放热反应室传导到至少一个吸热反应室；或者（ii）所述燃料和氧化剂在所述放热反应室中的接触时间为100ms或更短，所 述氧化剂的含量为完全氧化所述燃料所需的量基础上过量50％或更少，所述燃料和空气转变成燃烧产物，所述燃烧产物包括小于2500ppm的CO；或者（iii）所述燃料和氧化剂在所述放热反应室中的接触时间为100ms或更短，所述氧化剂的含量为完全氧化所述燃料所需的量基础上过量50％或更少，所述燃料和空气转化成燃烧产物，所述燃烧产物包括小于100ppm的CO。
术语表、计算和测试方法
“薄片”指基本上平的板或片，它可具有任意的宽度和高度，优选其厚度（最小的尺寸）为2毫米（mm）或更小，在有些优选的实施方式中，其厚度为50－500微米。
“单元操作”指化学反应、蒸发、压缩、化学分离、蒸馏、浓缩、加热、或冷却。尽管混合和输送通常随着单元操作而发生，但是“单元操作”并不意味着仅仅进行混合或流体输送。
“微通道”指至少一个内部尺寸为2毫米或更小的通道。
“敞开通道”是至少0.05毫米的间隙，它沿着所有穿过反应室的路径延伸，这样气体就可通过具有较低压力降的反应室流动。
“ICR”指整合的燃烧器，它包括至少一个与至少一个吸热反应通道相邻的燃烧通道。
在优选实施方式的工作过程中，反应试剂以整体流动途径进入燃烧或反应室，流过并接触“多孔材料”或“多孔催化剂”。在这些实施方式中，一部分反应试剂以分子形式横向分散到所述多孔催化剂中，并进行反应形成产物，接着所述产物横向分散到所述整体流动途径中，然后流出所述反应器。
属于“整体流动区域”或“整体流动途径”指包含在所述反应室中的敞开区域或敞开通道。具有整体流动途径（或区域）的反应室可包含催化剂，并且在所述催化剂表面和反应室壁或第二催化剂表面之间有间隙。相邻的成批流动区域使气体快速流过所述反应室，且没有大的压力降。在优选的实施方式中，在所述成批流动区域中有层状的流体。包含在反应室中的成批流动区域的截面积优选为5×10-8－1×10-2米2，更优选5×10-7－1×10-4米2。所述成批流动区域优选包括至少5％，更优选30－80％的1）所述反应室内部体积，或者2） 所述反应室的截面积。
“平衡转化率”定义为一种经典的方式，其中最大可得到的转化率是所述反应器温度、压力和原料组成的函数。对于烃流体重整反应的情况，所述平衡转化率随着温度的提高而提高，随着压力的提高而下降。
“反应室体积”是反应室（放热或吸热）的内部体积。该体积包括所述反应室体积内的催化剂的体积、敞开流动体积（如果存在的话）和金属支撑性肋状物或鳍状物（如果存在的话）。该体积并不包括所述反应室壁。所述反应室体积必须包含在其截面内某处的催化剂，并且必须直接与用于热传递的另一个反应室相邻。例如，由2厘米×2厘米×0.1厘米催化剂和2厘米×2厘米×0.2厘米敞开体积（供相邻于催化剂的流动所用）组成的反应室的总体积为1.2厘米3。如果将相同的催化剂分成两部分或在每个通道中包含催化剂体积为1厘米×2厘米×0.1厘米（每0.2厘米3有2体积）的通道，且邻近每个催化剂有1厘米×2厘米×0.2厘米（每0.4厘米3的2体积）的敞开空间，如果在两个催化剂通道之间有0.1厘米×2厘米×0.3厘米（0.06米3）的金属肋状物或间隔，如果有相反类型的相邻反应室（即放热反应室与吸热反应室相邻），那么总反应器体积设定为1.26厘米3。该体积可用来计算吸热反应室体积热通量、面积热通量和吸热反应接触时间。
“反应器芯体积”定义为反应室体积和所有的燃烧室体积和隔开所述两个室的金属网状物（web）。所述燃烧室体积定义为所述室体积，其中进行了所述放热反应，并与所述反应室体积接近。周边（perimeter）金属不包括在反应器芯体积中。
例如，包含2厘米×2厘米×0.3厘米的反应室体积和2厘米×2厘米×0.2厘米的燃烧室体积和2厘米×2厘米×0.1厘米的分隔网状物的反应器的总反应器芯体积为2.4厘米3。
所述反应器芯体积不包含任何预热的交换区域体积，它可能或可能不连接到所述反应器芯体积上。所述预热的交换区域可连接于所述反应器上，但不包含沿着垂直于流动方向分割所述设备的任何平面内的吸热反应催化剂。
“吸热反应室热通量”定义为吸热反应热负荷除以所述反应器芯体积。
“反应器芯体积热通量”定义为吸热反应热负荷除以所述反应器芯体积。
“热交换器通量”定义为传导到所述冷流体上的总热量除以热交换芯体积。
“热交换器芯体积”定义为包括微通道、微通道之间肋状物和用于所有的流体传热的分隔微通道的壁的总热交换器体积。所述热交换器体积包括本文和所附附图中所述的热交换区域。所述热交换器芯体积不包括周边金属或歧管或顶部。所述热交换器芯体积不包括所述吸热反应室，也不包括包含在任何平面内的任何体积，所述平面在垂直于流动方向分割所述吸热反应室。
“平均面积热通量”定义为吸热反应热负荷除以吸热反应室热传递表面的面积。所述吸热反应热传递表面限定为一个平面区域，在所述吸热反应室中有肋状物或其他结构体时，它可以是间断的，在该平面区域上面有使反应试剂流动的区域，且在其下面有分隔所述吸热反应室和所述放热反应室的壁。该区域是用于从所述放热反应室将热传递到所述吸热反应室的路径。
“网状物”定义为分隔吸热反应室和放热反应室的壁。
当测试所选择的设备时，NOx测量由废气流组成。在50％过量空气条件下测量NOx(以ppm为单位)浓度（燃烧流体足以保持在至少850℃的燃烧室温度）本文称为“标准NOx测试”。测得的值可与在常规甲烷流体重整器中超过100ppm的NOx含量比较。
“表观平衡转化温度”是在所测的平均加工压力下，基于甲烷转化率（或更通常是烃转化率）或形成的平衡甲烷转化率等于所测的甲烷转化率的表观温度。平均加工压力假定为所测的入口和出口压力的平均值。使用NASALEWIS热力学平衡模式或ChemCAD计算平衡气体的组成。甲烷的转化率由干燥产物气体组成计算，所述干燥产物气体组成由下述方程的气相色谱测得：

其中yi是组分i的摩尔分数。
同样的，基于CO选择性的表观温度评价为在所测的平均加工压力下，对CO值形成平衡选择性等于所测对于CO的选择性所需的温度。
气体每小时空速（GHSV）是接触时间的倒数，乘以将毫秒转化为小时的转化因素：
GHSV=(1CT)(3600000mshr)]]>
其中CT是用毫秒表示的接触时间。输入所述反应器的体积流速的等级设定为标准条件，即0℃和1.013巴，用来计算接触时间或GHSV。因此，接触时间和GHSV仅取决于入口的摩尔流速和反应室体积。
热通量测量#1
操作该设备，以在850℃进行甲烷重整反应，出口压力不大于1.70巴（10psig），流体与碳之比为3：1，接触时间为100ms。接触时间定义为，在标准温度和压力（STP：273K和1绝对大气压）下，所述总反应室体积除以反应试剂的总体积入口流速。
例如，如果所述反应室体积为1立方厘米，那么对于100ms的接触时间，所述试剂的入口总流体为0.6标准升每分钟。在标准温度和压力下，所述甲烷的入口流速为0.15标准升每分钟，流体的入口流速计算为0.45升每分钟。对于该例子，对于100ms的接触时间，所述甲烷的入口摩尔流速约为0.00045摩尔每秒。这些数字随着总反应室体积线性放大。2立方厘米反应室体积需要0.0009摩尔每秒。
甲烷转化率由测量出口产物组成和甲烷重整反应产物的出口流速，然后基于下述公式计算得到：
转化率％＝100×（进入的甲烷摩尔数－出去的甲烷摩尔数）/（进入的甲烷摩尔数）
进入的甲烷摩尔数＝在STP条件下的甲烷入口流速/（22.4升/摩尔）
出去的甲烷摩尔数＝〔总产物干燥气体的出口流速/（22.4升/摩尔）〕×在干燥气相色谱分析中的甲烷百分数
干燥气体定义为凝聚所述未反应的水或气体可凝聚流体之后的产物气流流量。
对于CO的选择性％＝100×（CO的摩尔数）/（CO2的摩尔数＋CO的摩尔数＋C（s）的摩尔数（如果有的话））
对于CO2的选择性％＝100×（CO2的摩尔数/（CO2的摩尔数＋CO的摩尔 数＋C（s）的摩尔数（如果有的话）））
吸热反应热负荷＝（转化率百分数/100）×进入的甲烷摩尔数×（在850℃将流体重整反应成一氧化碳产生的热量（226800焦/摩尔）×对于CO的选择性％＋在850℃将甲烷重整反应生成二氧化碳产生的热量（193200焦/摩尔）×对于CO2的选择性％）/100，单位为瓦。
吸热反应室热量通量＝吸热反应热负荷/吸热反应室体积，单位为瓦/厘米3。
反应器芯体积热通量＝吸热反应热负荷/反应器芯体积，单位为瓦/厘米3。
对于为所述热通量测试提供热量的燃烧反应，下述条件必须满足：
1.须使用的所述气相燃料为氢气或甲烷。
2.所述空气与燃料之比保持在空气过量5－100％。所述过量空气定义为结合燃料和空气混合物中的氧气总摩尔流速除以在其摩尔流速完全氧化所述燃料所需的氧气的摩尔流速。例如，一摩尔氧气可完全氧化两摩尔氢气，这样100％过量空气可对应于4.76：1的空气与氢气摩尔比。空气可认为含21摩尔％的氧气，以及平衡量的氮气。
3.所述空气流速和燃料流速和入口温度可进行调节，以使所述燃烧反应区域保持为850℃，该温度是通过测量最后25％的反应区域的平均金属温度，或者测量给出表观平衡转化温度为850℃或更高的吸热反应产物混合物温度。
选择包含在上述范围内的条件，以最优化性能。所述吸热反应热负荷除以反应室体积，计算所述吸热反应室热通量。计算所述反应器芯体积热通量。
热通量测试#2
操作该设备，以在850℃进行甲烷重整反应，出口压力不大于1.70巴（10psig），流体与碳之比为3：1，接触时间为20ms。接触时间定义为，在标准温度和压力（STP：273K和1绝对大气压）下，所述总反应室体积除以反应试剂的总体积入口流速。
甲烷转化率由测量出口产物组成和甲烷重整反应产物的出口流速，然后基于下述公式计算得到：
转化率％＝100×（进入的甲烷摩尔数－出去的甲烷摩尔数）/（进入的甲 烷摩尔数）
进入的甲烷摩尔数＝在STP条件下的甲烷入口流速/（22.4升/摩尔）
出去的甲烷摩尔数＝〔总产物干燥气体的出口流速/（22.4升/摩尔）〕×在干燥气相色谱分析中的甲烷百分数
干燥气体定义为凝聚所述未反应的水或其他可凝聚流体之后的产物气流。
对于CO的选择性％＝100×（CO的摩尔数）/（CO2的摩尔数＋CO的摩尔数＋C（s）的摩尔数（如果有的话））
对于CO2的选择性％＝100×（CO2的摩尔数/（CO2的摩尔数＋CO的摩尔数＋C（s）的摩尔数（如果有的话）））
吸热反应热负荷＝（转化率百分数/100）×进入的甲烷摩尔数×（在850℃将流体重整反应成一氧化碳产生的热量（226800焦/摩尔）×对于CO的选择性％＋在850℃将甲烷重整反应生成二氧化碳产生的热量（193200焦/摩尔）×对于CO2的选择性％）/100，单位为瓦。
吸热反应室热量通量＝吸热反应热负荷/吸热反应室体积，单位为瓦/厘米3。
反应器芯体积热通量＝吸热反应热负荷/反应器芯体积，单位为瓦/厘米3。
对于为所述热通量测试提供热量的燃烧反应，下述条件必须满足：
1.须使用的所述气相燃料为氢气或甲烷。
2.所述空气与燃料之比保持在空气过量50％。所述过量空气定义为结合燃料和空气混合物中的氧气总摩尔流速除以在其摩尔流速完全氧化所述燃料所需的氧气的摩尔流速。例如，一摩尔氧气可完全氧化两摩尔氢气，这样100％过量空气可对应于4.76：1的空气与氢气摩尔比。空气可认为含21摩尔％的氧气，以及平衡量的氮气。
3.所述空气流速和燃料流速和入口温度可进行调节，以使所述燃烧反应区域保持为850℃，该温度是通过测量最后25％的反应区域的平均金属温度，或者测量给出表观平衡转化温度为850℃或更高的吸热反应产物混合物温度。
选择包含在上述范围内的条件，以最优化性能。所述吸热反应热负荷除以反应室体积，计算所述吸热反应室热通量。计算所述反应器芯体积热通量。
热通量测试#3
操作该设备，以在850℃进行甲烷重整反应，出口压力不大于1.70巴（10psig），流体与碳之比为3：1，接触时间为25ms。接触时间定义为，在标准温度和压力（STP：273K和1绝对大气压）下，所述总反应室体积除以反应试剂的总体积入口流速。
甲烷转化率由测量出口产物组成和甲烷重整反应产物的出口流速，然后基于下述公式计算得到：
转化率％＝100×（进入的甲烷摩尔数－出去的甲烷摩尔数）/（进入的甲烷摩尔数）
进入的甲烷摩尔数＝在STP条件下的甲烷入口流速/（22.4升/摩尔）
出去的甲烷摩尔数＝〔总产物干燥气体的出口流速/（22.4升/摩尔）〕×在干燥气相色谱分析中的甲烷百分数
干燥气体定义为浓缩所述未反应的水或气体可浓缩流体之后的产物气流。
对于CO的选择性％＝100×（CO的摩尔数）/（CO2的摩尔数＋CO的摩尔数＋C（s）的摩尔数（如果有的话））
对于CO2的选择性％＝100×（CO2的摩尔数/（CO2的摩尔数＋CO的摩尔数＋C（s）的摩尔数（如果有的话）））
吸热反应热负荷＝（转化率百分数/100）×进入的甲烷摩尔数×（在850℃将流体重整反应成一氧化碳产生的热量（226800焦/摩尔）×对于CO的选择性％＋在850℃将甲烷重整反应生成二氧化碳产生的热量（193200焦/摩尔）×对于CO2的选择性％）/100，单位为瓦。
吸热反应室热量通量＝吸热反应热负荷/吸热反应室体积，单位为瓦/厘米3。
反应器芯体积热通量＝吸热反应热负荷/反应器芯体积，单位为瓦/厘米3。
对于为所述热通量测试提供热量的燃烧反应，下述条件必须满足：
1.须使用的所述气相燃料为氢气或甲烷。
2.所述空气与燃料之比保持在空气过量5－100％。所述过量空气定义为结合燃料和空气混合物中的氧气总摩尔流速除以在其摩尔流速完全氧化所述燃料所需的氧气的摩尔流速。例如，一摩尔氧气可完全氧化两摩尔氢气，这样 100％过量空气可对应于4.76：1的空气与氢气摩尔比。空气可认为含21摩尔％的氧气，以及平衡量的氮气。
3.所述空气流速和燃料流速和入口温度可进行调节，以使所述燃烧反应区域保持为850℃，该温度是通过测量最后25％的反应区域的平均金属温度，或者测量给出表观平衡转化温度为850℃或更高的吸热反应产物混合物温度。
选择包含在上述范围内的条件，以最优化性能。所述吸热反应热负荷除以反应室体积，计算所述吸热反应室热通量。计算所述反应器芯体积热通量。
对于ICR的压力测试－高温测试
在优选的实施方式中，所述的任何设备都能耐内部压力差。例如，有些优选的实施方式满足下述压力测试的要求。对于微通道，具有至少一个临界通道尺寸小于约2毫米的单元操作设备用至少两种输入流体流工作。所述第一流体流必须为850℃和180psig。所述第二流体流必须为800℃和10psig。可使用任何流速，或者，可使用停滞流体，且离开所述设备的所述两股流体流的末端临时加以密封。在一些压力和温度下让所述设备工作300小时。工作300小时后，将每股流体流管道加压到50psig，并保持2小时。所述压力必须保持恒定，以显示向环境的最小的泄漏路径。接着，对第二流体流线加压到50psig，使所述第一流体流管道向环境开放，并保持2小时。所述压力必须保持恒定，以显示最小的内部泄漏路径。当氦用作最终泄漏测试的流体时，最小的泄漏路径定义为泄漏速率小于10-6标准立方厘米氦每秒。
附图简述
图1描述了本发明反应器的截面示意图。
图2－4是ICR中流体流动用的各种设计的示意图。
图5描述了由于压迫粘结（bonding）造成的通道变形。
图6描述了在热等静压迫粘结过程中防止内部通道变形的牺牲通道。
图7是用来装配具有两流回路的ICR设备的一系列有序薄片。
图8－21描述了用于两流回路的粘结ICR设备的薄片设计。
图22A－22C描述了用于焊接的ICR设备的薄片设计。具有该设计的ICR 的测试结果列在实施例部分（设备N2、N3、M1和M2）。
图23是可以使两流回路中的流动改变方向的舌状物的示意图。
图24A－24C描述了将催化剂插入物插入粘结的反应器的工具。
图25－42是对应于实施例的数据图表。
图25描述了在实施例1的粘结ICR设备的工作过程中测得的SMR CH4转化率和对于CO的选择性，且流体中甲烷的量为流体：C之比为2.5：1，9ms的接触时间，平均反应器温度为900℃，平均压力为12.8大气压。它也描述了在865℃和12.8大气压（虚线）条件下，对于转化率和选择性的预测平衡值。
图26描述了实施例1的粘结ICR设备的过程中测得的SMR甲烷转化率和对于CO的选择性（左轴），且在流体中甲烷的量为流体：C之比为2.5：1，接触时间为9ms，出口压力为12巴。它也描述了在反应区域的入口、中间和末端附近测得的表面温度（右轴）。
图27描述了在图26所示的条件以及燃烧接触时间为9ms的条件下，实施例1的粘结ICR设备的工作过程中测得的燃烧H2转化率和燃烧CH4转化率以及对于CO的选择性的值。
图28描述了在实施例2的粘结ICR设备的工作过程中测得的SMR甲烷转化率和对于CO的选择性，且在流体中甲烷的量为流体：C之比为2.5：1，温度为850℃，压力为12.5大气压，接触时间为6－9ms。它也描述了基于反应器的后一半（即最接近自由端）的平均测量表面温度预测的对于转化率和选择性的平衡值。
图29描述了在实施例2的粘结ICR设备的工作过程中测得的燃烧氢气转化率、甲烷转化率、对于CO的选择性（左轴）和干燥燃烧废气NOx浓度（右轴）。燃烧燃料组成为5－10％的CH4、2－0％的CO、6％的CO2，余量的H2。应该注意的是，对于CO的选择性定义为输入所述燃烧器的CO和CH4并作为CO离开所述燃烧器的分数。
图30描述了在实施例2的粘结ICR设备的工作过程中，沿着中心线测得的表面温度。燃烧燃料组成为5－10％的CH4、2－0％的CO、6％的CO，以及余量的H2。
图31描述了在实施例2的粘结ICR设备的工作过程中测得的SMR甲烷转 化率、对于CO的选择性和碳平衡，且在流体中甲烷的量为流体：C之比为3：1，温度为850℃，压力为12大气压，接触时间为6－18秒。它也描述了基于反应器的后一半（即最接近自由端）的平均测量表面温度预测的对于转化率和选择性的平衡值。
图32是焊接的ICR设备M1的示意图（没有放大），描述了热电偶的相对位置和典型的测量热的分布（868℃的平均网状物温度，13大气压的SMR，2：1的流体：C，6ms的接触时间，燃烧燃料组成为87％的H2、7％的CH4、8％的CO2和25％的过量燃烧空气）。在SMR和燃烧流体之间的金属网状物中的热电偶套管内部测量所述网状物的温度，热电偶用带子绑到所述绝缘物之下的设备外部测量表面温度。
图33描述了在焊接的ICR设备M1的第一个300小时工作过程中，测得的SMR甲烷转化率和对于CO的选择性。
图34描述了在焊接的ICR设备M1的第一个200小时工作过程中测得的燃烧氢气转化率、甲烷转化率、对于CO2的选择性（左轴）和干燥燃烧废气NOx浓度（右轴）。
图35描述了在焊接的ICR设备M1中，在13大气压、775－830℃和6ms的SMR接触时间条件下测得的SMR甲烷转化率和对于CO的选择性。这些数据是在测试的第1个125小时后测得的。
图36描述了在焊接的ICR设备M1中，在20大气压、823－855℃测量的平均反应器温度、2：1的流体：C条件下测得SMR甲烷转化率和对于CO的选择性（左轴），与在测量的平均反应器温度下预测的平衡值比较。它也描述了所测得的SMR压力降、平均反应器面积热通量（右轴）。
图37描述了在焊接的ICR设备M1中，在20大气压、850℃的测量平均反应器温度（在反应器的最后25％范围内）和6ms的SMR接触时间条件下，比较测得的SMR甲烷转化率和对于CO的选择性。
图38描述了对于焊接的ICR设备M2的典型温度曲线（没有放大），显示了热电偶的相对位置和典型的测量热分布。反应器条件是13巴SMR、2：1的流体：C、6ms的接触时间、燃烧燃料组成为89％的H2、5％的CH4、6％的CO2和5％的过量燃烧空气。在SMR和燃烧流体之间的金属网状物中的热电偶 套管内部测量所述网状物的温度，热电偶用带子绑到所述绝缘物之下的设备外部测量表面温度。
图39描述了在焊接的ICR设备M2的第一个200小时工作过程中测得的SMR甲烷转化率和对于CO的选择性。
图40描述了在焊接的ICR设备M2中，在13巴、850℃、2：1的流体：C条件下测得SMR甲烷转化率和对于CO的选择性，与在所测的平均网状物温度下预测的平衡值比较。
图41描述了在焊接的ICR设备M2的最后44毫米内，在～20巴、850℃、2：1的流体：C条件下测得SMR甲烷转化率和对于CO的选择性，与在所测的平均网状物温度下预测的平衡值比较。应该注意的是，对于两种条件，如所示网状物温度为880和890℃。它也描述了所测的SMR压力降和平均反应器热通量，基于所述反应的SMR热量。
图42描述了在焊接的ICR设备M2的最后44毫米内，在13巴、6ms的接触时间、2：1的流体：C条件下测得SMR甲烷转化率和对于CO的选择性，与在所测的平均网状物温度下预测的平衡值比较。它也描述了所测的SMR压力降和平均反应器热通量，基于所述反应的SMR热量。
发明详述
本发明整合的反应器包括放热反应室和相邻的包含能催化吸热反应的催化剂的第二反应室。反应室壁隔开了所述放热反应室和吸热反应室。
图1描述了放热反应通道和吸热反应通道的一个实例的截面图。所述放热（例如燃烧）通道和/或吸热（例如重整）通道可包含带有隔板206的催化剂插入物204。所述隔板将所述催化剂插入物施压顶在反应室壁210上。在该图中，在通道中的流体都进入页面或从页面出来。壁210隔开了催化剂插入物204和反应室214。优选地，所述催化剂插入物204接触通道表面211，为了提高热传导，它也接触壁的内表面213和215。优选地，所述隔板206与反应室壁表面213和215相邻（优选接触）。所述隔板可与所述催化剂插入物形成整体，所述催化剂插入物预成形为单片形式，或者所述隔板是置于所述催化剂插入物上的独立元件。
在本发明中，所述放热（和/或吸热）反应室的高度（垂直于流动方向的尺寸，以及在层叠设备中，指层叠方向）为2毫米或更小，优选为1毫米或更小，在有些实施方式中，为0.5毫米或更小，在有些实施方式中，为0.1－1毫米。所述反应室的大小为内部大小，包括催化剂，但不包括室壁。反应室壁（隔开所述放热和吸热反应室）应该是热传导的，其高度（反应室之间的距离）优选为5毫米或更小，更优选为2毫米或更小，在有些实施方式中，其高度为1－2毫米。为了得到良好的性能，需要短的传热距离。已经发现，这些短的传热距离以及优选的反应器结构可提供非常高的体积产率和低的压力降。
反应室的大小为高度、宽度和长度。长度和/或宽度优选为月2毫米或更小，更优选为1毫米或更小。所述反应室的长度通常较长。优选地，所述反应室的长度大于1厘米，更优选为1－50厘米。令人惊讶地是，已经发现在反应室长度至少10厘米、更优选至少17厘米、在有些实施方式中为10－50厘米的整合反应器中能得到较好的结果。优选地，相邻的吸热和放热反应通道具有基本上相同的长度，以使生成的热负荷预在吸热反应中热量消耗相匹配。
通常，反应室的侧面由反应室壁限定。这些壁优选由硬材料（例如陶瓷、铁基合金如钢、或蒙乃尔铜-镍合金、或耐高温镍基合金如Inconel625、Inconel617或Haynes230）制成。优选地，所述反应室壁由耐用且具有良好导热性的材料组成。
优选地，吸热反应室包含整体流动途径。在有些优选的实施方式中，放热和/或吸热反应室具有入口和出口，从所述入口和出口带有连接的整体流动途径。优选地，在反应室中，所述整体流动途径（敞开通道间隙）的高度小于或等于1毫米，其长度（净流动的方向）优选小于或等于20英寸（50厘米）。在整体流动途径中，催化剂的宽度可变化，但优选是所述整体流动路径的周长的至少20％，更优选小于50％。在这些优选的实施方式中，从入口到出口的压力降优选小于系统入口压力的20％，更优选小于10％。所述压力降优选小于350kPa，更优选地，所述压力降小于200kPa，还要更优选地，所述压力降小于70kPa。需要低的压力降来降低气体系统设备（如泵和压缩机）的大小和成本。在其他不太优选的实施方式中，所述反应室可包括干扰成批流动的部件，如多孔塞。
所述整合的燃烧器优选使用了以下设计，即1）防止在所述吸热反应微通道催化剂的上游发生燃烧反应，2）将所述燃烧试剂的一种在所述微通道截面上分布，可以是是非均匀的分布、在反应室的前部（上游部分）有不均衡负载的分布、在反应室的后部有不均衡负载的分布。分布流体的一种特别优选的方法是使用喷射头，将加压的氧化剂从所述喷射头射入燃料通道，更优选地，该氧化剂流动到位于反应室壁上的燃烧催化剂上，所述反应室壁与吸热反应室直接相邻。所述氧化剂的绝对压力仅需要稍微大于所述燃料流体的绝对压力，为0.1－10psi或更高。
反应器可设计成同时进行放热反应和吸热反应。或者，单个设备可设计成同时进行许多放热和/或吸热反应。例如，在单个设备中，可在独立的层上进行两种或多种不同的放热反应（和/或吸热反应）。或者，多种反应可在设备的相同层中进行。例如，单个通道可具有部分氧化反应室，然后是燃烧室。该结构体是特别有用的，例如，可部分氧化燃料组合物中的甲烷或其他烃，并使部分氧化的燃料流入所述燃烧室。或者，烃混合物可在吸热反应室中重整为氢气之前，部分或完全预重整，形成甲烷。
在有些优选的实施方式中，本发明的反应器包含用于所述燃料、氧化剂和/或吸热反应试剂的预热区域。在有些优选的实施方式中，所述预热区域是或包括相同微通道的上游部分，组合物通过该部分进入放热或吸热反应室。在特别优选的实施方式中，该步骤可这样完成，即让加热的产物流过U形弯管，然后向下返回通过与所述微通道（它包含所述反应室）的上游部分相邻的通道（参见实施例）。
在有些优选的实施方式中，由所述燃烧室产生的废气可用来预热燃料和/或吸热反应试剂。在有些优选的实施方式中，微通道废气室位于所述整合的燃烧器中，并在所述燃烧室的下游。优选地，所述废气室包含燃烧催化剂，因为可生成其他的热量，又可减少污染物。在有些优选的涉及流体重整的实施方式中，所述吸热反应室包含流体重整催化剂，而所述重整催化剂的下游流动途径部分不具有催化剂，这可提高产率，因为当其冷却时所述反应就不能再次平衡。即使在加工产物的返回通道中没有催化剂，所述反应器壁可具有一些固有的催化作用，并且可部分再平衡所述产物。对于烃的流体重整，如果所需产物是氢 气的话，这是有利的，因为在更冷的温度下可提高水汽转变反应。如果需要合成气的话，优选抑制所述产物流体的再平衡。
从对整合反应器中的流体流进行多步操作的需要看，在有些优选的实施方式中，整合的反应器包括基本上连续的微通道（即微通道尺寸基本上穿过其整体长度的微通道）或长度至少1厘米、更优选至少10厘米、在有些优选实例中为1－200厘米的微通道。
在有些实施方式中，反应室的形状为平行六面体。但是，可以理解，其他形状如圆柱形（例如，相邻圆柱形或具有放热反应催化剂的圆柱形，后者被弧形体围绕，弧形体中含吸热反应催化剂，或者反之亦然）、或棱柱形（优选是紧紧包住的棱柱形，以降低热传递距离和最大化热传递的表面积）。这些形状可如下制成，例如，对一块（block）钻孔，或者使薄片层叠成一定形状，对准小孔，这样层叠和粘结的薄片就形成了一条通道，其边界由所述小孔的边缘边缘限定。为了提高表面积，在有些实施方式中，所述反应室（或者放热、或者吸热、或者两者都是）可具有突出物（projection）或一组微通道。在有些优选的实施方式中，反应室壁有鳍状物。所述鳍状物可具有任意的形状，可部分或完全沿着反应室的宽度延伸。优选地，催化剂可沉积在所述反应室壁上，形成放热或吸热反应室。
除了在相邻反应室中进行热传递，在有些实施方式中，反应室可与微通道热交换器热接触。反应室和热交换器的这种组合可提高热交换速率。包括使用微通道热交换器的例子和更详细的描述参见2000年1月27日提交的美国专利申请09/492246，其全部内容参考结合于此。在有些实施方式中，所述反应室和热交换器的热通量为至少0.6W每立方厘米的反应器体积。
放热和吸热反应室的相邻层是本发明的一般特征，在有些优选的实施方式中，有至少2层、更优选至少5层吸热反应室，它们与至少1层、更优选至少4层放热反应室交替排列。优选地，设计所述设备，且进行所述方法，这样，相比相同类型的内层，外层具有更少（最优选是一半）的试剂质量流，例如，在具有2层放热反应层（它们插在3层吸热反应层之间）的设备中，外部的2层吸热反应层优选具有所述内部吸热反应层一半的流体。在下述粘结的ICR设备中，每种两流回路（具有“M”结构）是一层，但是在所述薄片叠的顶部和 底部的层是半个两流回路，在工作过程中，所述流体回路仅包含内部层一半的物质流（它们是完全的两流回路）。从设备的底部进入，流过歧管、交换器和反应区，然后在作为结合的流体返回通过所述区域之前，在U形弯管附近合并的两股流体的特征可参照两流回路。
所述设备可由如塑料、金属、陶瓷和复合材料这样的材料制成，这取决于所需的特性。使所述设备与环境分隔的壁可以是热绝缘的，但是，使相邻的放热和吸热反应室分隔的壁应该是热传导的。
对于本发明的ICR反应器系统，可以有多种可能的结构。在优选的实施方式中，单个整合的设备包括反应区域、预热或回热加热区域和歧管区域。更优选地，该设备的特征是自由端（free－end），以在所述设备的最热端处进行热膨胀和应力最小化。为了形成自由端，试剂流产生U形弯曲，以形成所述产物流。“自由端”的特征是相比非自由端具有更大的自由度，这可通过在流体入口和出口之间具有较少或更优选没有连接，或者，流体入口和出口集中到所述反应器经受较少的热应力的非自由端上。在工作过程中，所述反应器的自由端通常比所述设备的非自由端要热。所述反应器的自由端应少有会抑制热膨胀的夹子或其他组件。
在有些优选的实施方式中，所述流动方向的特征是两流回路的几何形状（参见图2所示）。反应层包含试剂通道，它穿过歧管区域和预热区域，然后进入所述位于相同反应室微通道内的反应区域（反应室体积）。接着，该加工反应流产生U形转向，进入产物返回流，所述产物返回流逆向流回起始反应通道。优选地，在所述流动途径的所有时候，所述流体包含在其至少一个尺寸为微通道范围的通道中。在所述产物返回通道的其他侧面，第二反应试剂通道以逆流的方式流动。在接近U形弯管顶部的地方，所述两根加工反应通道优选连接起来形成沿着中心向下的共同产物返回通道。由于所述两股加工反应流合并成单股产物返回流，优选地，应有居中的舌状物，以防止直接流动冲击和降低流动不稳定性。
相邻所述加工层的是燃烧层。所述燃烧层的最外通道由燃烧通道组成。燃料流过设备底部的歧管区域，接着流过相邻微通道中的预热或回热热交换区域，然后流入燃烧反应区域（燃烧室体积）。优选地，空气（或其他氧化剂） 流入氧化剂通道，所述氧化剂通道与每个通过所述歧管和交换区域的燃料通道相邻。然后，通过使用喷射孔，空气流（bled）入所述燃烧室或燃烧区域，以沿着所述燃烧区域的长度计量空气。所述氧化剂通道在所述U形弯曲部分停止。所述两根燃料通道在所述反应区域的末端附件连接起来。所述两股流体优选合并入单根废气通道，所述废气通道沿着燃烧层的最里面通道向下流动。由于两股燃烧流体合并入单股废气返回流，所以，优选地，应有居中的舌状物，以防止直接流体冲击和降低流动不稳定性。
所述加工反应和燃烧层可重复多次，以得到所需的容量。所述重复单元的终止层的特征是单根加工反应通道，与所述燃烧层相邻，它产生U形弯曲，进入产物返回通道，所述返回通道包括来自单根试剂通道的流体。或者，所述最外层可由燃烧层而不是试剂层组成。
所述回热热交换区域包括交换热量的5种流体。所述重复通道如下：产物、试剂、燃料、空气、废气、空气、燃料、试剂、产物、试剂、、燃料等。来自产物和燃烧废气流的热量预热所述试剂、燃烧燃料和燃烧空气流。
五种流体优选在设备的较冷端歧化（manifold），以提高设备的机械寿命。在特别优选的实施方式中，一种流体直接歧化到所述设备的底部外面。其他四种流体可分成每侧面两种。五个歧管区域的每一个都连接到外部管道，以将流体引入设备，或从设备除去流体。
在另一个设计中，具体参见图3所示，流动方向的特征是单根反应和燃烧通道，它产生U形转向，并返回到歧化区域。在该设计中，具体参见“单股流体回路”，所述流动途径如下所示。试剂流过歧管区域，穿过预热区域，然后进入包含在相同反应微通道内的反应区域。然后，该加工反应流体产生U形转向，进入产物返回流，所述返回流逆向流到所述起始反应通道。该产物返回流也可包含催化剂，同样的，可进一步支持反应。流过所述反应区后，在流出所述歧管区域之前，所述产物进入所述热交换区域。与该加工反应层相邻的是燃烧层。平行于所述试剂通道，但由金属网状物隔开的是所述燃料通道。燃料流过设备底部的歧管区域，接着穿过相邻微通道中的预热或回收热交换区域，然后进入燃烧反应区域。空气通过所述歧管和交换器区域流到相邻的燃料通道。在优选的实施方式中，空气（或其他氧化剂）通过使用喷射孔输入所述燃烧区 域，以沿着所述燃烧区域的长度计量空气。所述空气通道在所述U形弯曲部分之前停止。然后，所述燃料通道在空气通道上方产生U形转向，以与所述废气返回通道相邻。所述废气通道还可包含催化剂，并促进进一步燃烧。所述空气通道（它对于燃烧U－燃料到废气来说是内部的）可包含在与所述第一组相对的壁上的第二组孔，以计量根据需要进入所述下游燃烧通道的空气。在U形弯管部分之后的返回通道上的燃烧给所述吸热反应提供了热量，所述吸热反应发生在相邻的壁上。相应的吸热反应通道可位于U形弯管之后的吸热反应的加工通道的返回通路上。所述试剂层和燃烧U形弯曲层的重复应足够频繁，以使所述设备具有足够的容量。在所述设备的一个末端上，重复单元的终止层的特征在于单根加工反应通道，与所述燃烧区域相邻，它产生了U形弯曲，进入产物返回通道，所述返回通道包括来自单根试剂通道的流体。所述外部末端可需要较低容量的试剂通道，且在所述产物返回通道中没有催化剂，这与在所述设备的最外面边缘没有燃烧热符合。或者，所述最外层可设计成包括这样的燃烧层，即燃烧只发生在所述燃烧区域中的一次通过时。
所述回收热交换区域包括5种交换热量的流体。所述重复通道如下：产物、试剂、燃料、空气、废气、产物、试剂、燃料等。来自产物和燃烧废气流的热量预热所述试剂、燃烧燃料和燃烧空气。
所述五种流体在所述设备的冷末端歧化。一种流体直接歧化到所述设备底部的外面。其他四种流体分成每侧面两种流体。所述五个歧化区域的每一个都连接到外部管道上，以将流体输入设备，或者从所述设备除去流体。这与前述实施方式类似。
在所述设备的另一个实施方式中，具体参见图4所示，所述流动方向是单股流体回路几何形状，以给所述设备形成自由端。在该实施方式中，其他内部微通道特征加入所述反应区域和热交换区域之间的区域中。该区域（它可称为过渡区域）可使所述流体重新排列，这样它们就在所述反应器和热交换区域之间具有不同的方向。所述过渡区域也可分开或合并所述流体，以在所述交换区域形成更多或更少的流体通道。所述流动路径如下述。试剂流过歧管区域，穿过预热区域，然后进入位于相同反应微通道内的反应区域。然后，该加工反应流体产生U形转向，进入产物返回流体，所述产物返回流体逆向流到所述起始 反应通道。该产物返回流体也可包含催化剂。流出所述反应区域后，所述产物通道进行热交换，然后所述产物流体进入歧化区域，向前流到所述设备的出口。与所述加工反应U形层相邻的是燃烧层。与所述试剂通道平行但由金属网状物隔开的是所述燃料通道。燃料流过所述设备底部的歧管区域，然后穿过在相邻微通道中的预热或回收热交换区域，接着进入燃烧反应区域。空气（或其他氧化剂）通过所述歧管和交换区域流入相邻的燃料通道。然后，空气通过使用喷射孔输入所述燃烧区域，以沿着所述燃烧区域的长度计量空气。在该实例中，所述空气通道也可呈U形弯管，且所述空气弯管出现在所述燃烧U形弯管中。所述燃料通道在空气U形弯管上方产生U形转向，以与所述废气返回通道相连。所述废气通道包含催化剂，它可促进进一步燃烧。所述空气通道的下游U形弯管包含小孔，它们可用来计量根据需要进入所述下游燃烧U形弯管的空气。所述空气通道突然终止，且不返回到所述热交换区域。所述加工反应和燃烧层可重复多次，以得到所需的容量。当它们重复时，在上游反应通道中的新鲜试剂就能相匹配，并由壁与燃料和空气混合的上游燃烧通道隔开。同样地，下游燃烧与下游反应相匹配。在所述设备的一个末端，重复单元的终止层的特征是单根加工反应通道，与所述燃烧区域相邻，这可产生U形弯曲，进入产物返回通道，所述产物返回通道包括来自单根试剂通道的流体。如果使用下游反应，那么对置的末端的特征就是更低容量的下游产物通道，它由相应更低容量的试剂通道供料，所述试剂通道没有任何催化剂，且不在所述最外面的通道进行反应。或者，所述最外面的层可以是燃烧层。
所述回收热交换区域包括5种交换热量的流体。这些流体实际上包括在7条不同的流动途径中，其中空气由所述热交换区域中的两根流体通道结合成一根通道，进入所述反应区域。当它进入所述热交换区域时，所述废气通道分成两根通道。在所述热交换区域中，所述重复的通道如下所示：产物、试剂、燃料、废气、空气、废气、空气、产物、试剂、燃料等。来自产物和燃烧废气的热量预热所述试剂、燃烧燃料和燃烧空气流。
为了得到这种取向，所述空气流和废气流必须分开，并插入所述过渡区域中。这可如下完成，即利用所述微通道的三维特性，当它们分开并交换位置时，使所述两股流体相互迂回。这还利用了反应区域内空气通道的死端下面的空 间。当形成水力半径更小的通道，以提高热传递速率时，分开以及结合空气和废气流使交换区域的微通道交换器更有效地工作。
所述五种流体可在所述设备的冷端歧化。一种流体直接歧化到所述设备底部的外面。其他四种流体分成每侧面两种。所述五个歧化区域的每一个都连接到外部管道上，以将流体输入设备，或者从所述设备除去流体。这与前述实施方式类似。
可以理解，所述ICR设计的实施方式可通过改变薄片设计风格来得到，包括在构成设备的三个平面中的任何一个平面上使用薄片。
在有些优选的实施方式中，所述燃烧区域可如下进行增强，即在使用燃烧催化剂将所述烃燃料转变成大部分氢气和一氧化碳之前，用部分氧化（“POx或POX”）催化剂进行操作。在所述燃烧区域中，所述合成气燃料相比一些烃如甲烷来说是更容易燃烧的燃料。所述POx催化剂的形式可以是让流体穿过（flow through）的结构（如泡沫、块状物、小球或粉末或纱布）。所述POx催化剂的形式还可以是让流体在其旁流过（flow by）的结构，如有相邻缝隙的毡、具有相邻缝隙的泡沫、具有缝隙的翼片结构（fin structure）、修补基面涂层（washcoat）、或者与所述流动方向平行且具有平行缝隙以进行流动的纱布。所述POX催化剂可直接修补基面涂覆在所述POx区域的壁上。相比所述燃烧区域，所述壁缝隙可制成更薄，以提高向所述壁上的催化剂涂层的质量传递。
所述POX促进的燃烧可结合两流回路概念或单流回路概念。在微通道中，POX促进的燃烧也可扩展到其他设计和设计理念，或者在有或没有同时发生的吸热反应条件下，在微通道中燃烧烃燃料的任何场所。
在装配和粘结之前，所述POx催化剂可插入所述设备中。所述POX催化剂可在结合之前用相同的入孔进行涂覆，所述入孔用作燃烧修补基面涂覆催化剂。如果所述燃料通道选择为进入所述设备底部，从而形成直的通道以插入催化剂的，则所述POx催化剂可通过冷端插入所述设备中。
POx促进的燃烧的其他优点是容易启动设备。许多烃需要提高温度来引发燃烧，然而所述POx反应可在较低温度部分引发。例如，对于甲烷，POx的点火温度低于400℃，而甲烷直接燃烧所需的温度超过800℃。
使用POx促进的燃烧可使多种燃料适应整合的燃烧反应器。所述最佳喷射 间隔通常取决于燃料燃烧的特性。如果相同的催化剂对于多种吸热反应（例如烃重整）都是有效的话，POx促进的燃烧可使一种设备有效地操作多种燃烧燃料和多种吸热反应烃。
对于POx促进的燃烧，燃料和空气的混合物沿着所述燃料室流过所述交换区域，然后在进入燃烧区域之前流过POx区域。POx反应所需的空气在所述微通道设备内部混合，以提高所述过程的安全性。对于甲烷，在POx区域中，燃料与氧气之比通常为2：1。可加入更多的氧气，以使所述混合物不烧焦。所述组成可下降到1.5：1。
或者，空气流过POX区域之前或之时，可通过使用喷射混入所述燃料流体中，以控制所述空气分布。
POx促进的燃烧的使用可用在任何现有的对于ICR的设计结构中，或者它可用在改进或替代的设计结构中。
因此，本发明也包括燃烧方法，其中，燃料中的所述烃/CO质量比在所述燃烧在燃烧室中燃烧之前下降。在有些优选的实施方式中，所述烃/CO质量比下降至少20％，更优选下降至少50％，在有些实施方式中，基本上除去了所有的烃。
舌状物描述
在本发明中，优选使所述流体在结合成两股流体流之前在相同的方向上流动。优选地，这可通过使用图23所述的舌状物232来完成。在所示实施方式中，两股平行的燃烧流234和236对着舌状物232流过U形弯管238、231，并流入结合的流动途径237。在这种方式中，流体的结合分解了相同方向上的动量脉冲压力，并使两股流体结合起来，且与单股流体的流速值无关。因此，使间歇流动最小化。
环流漩涡可存在于所述U形弯管的转角处以及底部。这些环流区域的大小可通过调节所述缝隙尺寸230、235和239来使之最小化。所述U形弯管入口235的大小应与所述U形弯管出口230的大小相似。优选地，235/230的截面积（高度×深度）比为0.1－10，更优选为0.6－1.8，还要更优选为0.8－1.3，优选地，所述U形弯管入口、U形弯管和U形弯管出口是共面的，且深度相同 （对于图23而言，深度是垂直于纸张）。优选地，结合的流体通道239的尺寸与入口通道235和236组合的尺寸相似。优选地，（235＋236）/239的截面积（高度×深度）之比为0.1－10，更优选为0.5－2.0，还要更优选为0.8－1.3，优选地，所述U形弯管入口、U形弯管、U形弯管出口是共面的，且深度相同（就图23而言，深度垂直于所述纸张）。U形弯管入口235的高度h优选为0.01－10毫米，更优选为0.02－1.5毫米，还要更优选为0.1－0.7毫米。所述U形弯管出口239的高度h优选为0.02－1毫米，更优选为0.08－0.6毫米。所述U形弯管宽度优选为0.05－20毫米，更优选为0.1－5毫米，优选地，U形弯管入口235的所述截面积（高度×深度）与U形弯管238的截面积（深度×宽度）之比为0.1－5。太大的U形弯管宽度使大的漩涡进入U形弯管的转角和底部处，而太小的U形弯管宽度可使返回通道上的新再流通区域流出所述U形弯管，这是因为边界层被分开了。
所述舌状物尖端233的流动膨胀使边界层分离，并在所述舌状物下面集中产生滞流区域。这些问题可通过使舌状物高度t最小来最小化。优选地，所述舌状物高度小于1毫米，更优选小于0.5毫米，还要更有效小于0.2毫米厚。从构造和结构支撑的经济方面考虑，舌状物具有恒定的高度，或者所述高度可随着流体结合处的最窄部分逐渐变小。
燃烧喷射嘴设计
在有些优选的实施方式中，吸热反应所需的热量是直接传递到与吸热反应催化剂接触的壁上的。这是因为，相比对流或辐射传热，金属传导是更有效的热传递形式。
相比预混合燃烧，其中热量释放主要发生在均相反应中，燃烧喷射嘴可将浓缩的空气流喷入分开的燃料通道流体中。所述两股流体随后混合，并进行氧化反应。为了抑制所述通道壁上的均相燃烧和促进非均相催化燃烧，已经设计了独特的喷射嘴设计特征。重要的特征包括（1）几何形状、（2）尺寸和（3）相对位置和间隔。
所述喷射嘴不仅应撞击所述壁，而且也应尽可能沿着所述通道的整个长度均匀地分散所述燃烧氧化剂。此外，非均相燃烧优选集中在与吸热反应催化剂 接近的燃烧器壁上。其他壁上的燃烧产生了热损失，而且对设备的热应力有不利的影响。
为了提高SMR反应的温度和降低在反应区域的开始部分、热交换区域的试剂中、或者产物通道中形成焦炭的可能性，应对着反应区域开始部分的壁输入更多的空气，以进行燃烧。在该区域的喷射嘴的集中度以及使用非圆形的喷射口可成功地达到该目标。
从经济原因看，以及为了在ICR设备中保留反压力，以保证良好的流体分布，上述所有目标都需要在最小的压力降条件下完成。因此，可在喷射嘴设计中使用圆形和矩形槽口的混合形式。或者，也可使用其他非矩形非圆形喷射嘴，例如菱形、三角形、半圆形、四分之一月形（quarter－moon）等。计算流体力学（CFD）预测，这些两种喷射嘴几何形状的组合在与所述喷射嘴薄片相对的燃烧通道壁上提供了更理想的非均相燃料－氧化剂混合物分布。有人认为，其他非圆形喷射嘴一可用在所述燃烧区域的入口或者沿着所述反应器长度的任何位置。也有人认为，所述燃烧喷嘴可在回热式热交换区域之前启动，以进一步预热试剂，或进一步修正所述设备的热分布。
控制所述均相和非均相燃烧的相对比例可通过操作所述喷射嘴设计来达到。均相或非均相燃烧可根据应用的需要提高。例如，微通道燃烧器（不包括吸热反应）可利用喷射嘴设计，通过促进均相燃烧来增强，以降低烃或CO喷射，或者以提供随后用在单元操作中的热气流。
虽然所述例子描述了氧化剂通过所述喷射嘴的优选实施方式，但是可以理解，燃料也可流过喷射嘴与氧化剂混合。
喷孔的分布可取决于所述设备的用途。氢立即燃烧，从而避免了过热部位，所述喷射嘴应更均匀地间隔分布在所述燃烧室上。在使用甲烷（它燃烧更慢）的条件下，优选使喷射嘴安装在所述燃烧室前面附近。当所述燃料是合成气时，喷射嘴分布在中间。
吸热和放热反应室优选包含催化剂。适用于催化所选择的放热或吸热反应的催化剂在化学和化工领域中是已知的。
在本发明有些优选的实施方式中，催化剂（特别是吸热反应催化剂）可以是多孔催化剂。所述“多孔催化剂”指孔体积为5－98％、更优选30－95％的 的多孔材料。至少20％（更优选至少50％）的材料孔体积是大小（直径）为0.1－300微米、更优选0.3－200微米、还要更优选1－100微米的孔。孔体积和孔径分布由汞孔隙计（假定孔为圆柱形几何形状）和氮吸附法测定。已知，汞孔隙计和氮吸附法是对于测量大孔径（大于30纳米）更精确的汞旋光测定法和对于测量小孔径更精确的氮吸附法的补充技术。约0.1－300微米的孔径可使分子在绝大部分气相催化条件下，以单分子形式分散到材料中。所述多孔材料本身可以是催化剂，但更优选地，所述多孔材料包括其上沉积了一层或多层催化剂材料的金属、陶瓷或复合载体。所述孔隙可以是规则形状的，如蜂巢或平行孔结构，或者孔隙可以是形状曲折或无规的。在有些优选的实施方式中，所述多孔材料的载体是泡沫金属、泡沫陶瓷、金属毡（即铺垫子的非织造织物）、或金属筛网。所述多孔结构可以在让流体透过方向或在其旁流过的方式取向。所述催化剂也可是金属纱布的形式，其平行于流体流过构造中的流向。
或者，所述催化剂载体也可由致密金属薄片或箔形成。多孔催化剂层可涂覆在所述致密金属上，以给反应提供足够的活性表面部位。然后，活性催化剂金属或金属氧化物可随后或同时修补基面涂覆，以形成活性催化剂结构。所述致密金属箔或薄片可形成插入结构，在粘结或形成所述微通道结构之后，所述插入结构可放在所述反应器内部。优选地，所述催化剂插入物接触与吸热和放热反应室相邻的壁。
所述多孔催化剂或者可通过涂覆方法固定到所述反应器壁上。所述涂层可包含第一催化剂层，以提供活性部位的数量。优选地，所述孔径为几十纳米（例如10或20纳米）到几十微米（例如10或50微米）。然后，活性金属或金属氧化物可随后或同时修补基面涂覆在所述第一多孔涂层上。
催化剂中优选的主要活性组成包括IUPAC第IIA、IVA、VA、VIA、VIIA、VIIIA、IB、IIB、IVB族中的元素、镧系和锕系元素。所述催化剂层（如果有的话）优选也是多孔的。所述催化剂层的平均孔径（体积平均）优选小于所述载体的平均孔径。置于所述载体上的催化剂层的平均孔径优选为10-9－10-7米（由具有BET方法的N2吸附法测得）。更优选地，至少50体积％的总孔体积是直径大小为10-9－10-7米的孔。在这些催化剂层中的小孔中扩散是典型的气相体系Kundsen特性，其中与孔壁的分子碰撞频率比其他气相分子要高。
在优选的实施方式中，催化剂的形式是插入物，它可用常规方法插入反应室和从反应室中取出。装有多种类型催化剂的反应室（相同类型或不同类型）可串联结合。例如，试剂可穿过含第一种类型催化剂的第一反应室，且来自该室的产物进入含第二种类型催化剂的下一个反应室（或相同反应室的随后阶段），其中所述产物（或更正确的讲是中间产物）转变成更需要的产物。如果需要的话，其他试剂可加入到下一个反应室中。
所述催化剂（它不一定要是多孔的）也可通过其他方法（如修补基面涂覆）施加。在金属表面上，优选首选通过化学气相沉积、热氧化等方法施加缓冲层，它可提高随后的修补基面涂层的粘合。
所述设备可如下制备，即通过在单块材料中形成室，连接多种逐渐，最优选是堆积和粘结薄片。
含孔的薄片可通过下述方法形成：常规机械加工、EDM线、激光切割、光化学机械加工、电化学机械加工、模制、水流喷射、冲压、蚀刻（例如化学、电化学和等离子体蚀刻）及其组合。为了得到低成本，冲压是特别优选的。所述薄片可通过扩散结合方法（如冲压机或HIP室）连接在一起。它们也可通过反应活性金属粘结或其他能形成面密封的方法连接在一起。或者，激光焊接薄片可连接所述设备或片材，在流动途径之间形成密封。或者，设备可通过使用粘合剂连接。在优选的实施方式中，第一组薄片粘结在一起，随后粘结到第二组（或更多组）薄片上。在有些优选的实施方式中，一组薄片在单个步骤中粘结在一起，接着所得粘结的制品切成多个设备。
用于扩散粘结的牺牲薄片
薄片的扩散粘结形成不需要的通道收缩。由于扩散粘结所需的高温，在负荷下的材料会刚性变形到某些程度，这是因为负载超过其屈服强度以及在粘结所需时间中的蠕变应变。通过使用放置上薄片叠的任一侧面上（或者是仅仅一面上）且可通过至少一片壁薄片或壁板从所述流体通道上分离的牺牲薄片，可减轻通道收缩。所述牺牲薄片通常描述成大的敞开袋（pocket），它覆盖了薄片叠中的敞开袋（pocket）。所述牺牲薄片袋吸收了由粘结力产生的一部分变形，并且通常在粘结周期之后收缩。没有材料的薄片部分不能传递任何压力。
在压迫粘结中，所述牺牲薄片吸收了所述变形压力，并帮助保持敞开区域中的内部尺寸一致，所述敞开区域用于操作。如图5所示，其中内部空隙没有受到影响，而外部空隙（牺牲槽）明显变形。
对于任何粘结方法（轴向加压或等静压），如果所述牺牲薄片上的敞开区域宽于所述工作通道，那么通道两端就不会直接负载，并且工作通道中的长度变化就会降低。因此，优选地，牺牲空隙延伸过（例如更长）它们保护的工作通道。
牺牲薄片可以是一片或多片薄片的形式，它们可堆叠在一起或由实心壁分隔。所述牺牲薄片可以在所需的薄片叠附近，并通过厚度（高度）为0.25毫米或更小的单片薄片分开。或者，所述牺牲薄片可放置成与所述薄片叠相距更远，或者超过6毫米。尽管牺牲薄片优选在所述加工通道的外部（即，接近表面），但是牺牲薄片也可放在所述薄片叠的其他地方。在所有情况下，所述牺牲薄片中的通道与所述流体不发生流体接触，所述流体在设备工作过程中加入所需的设备单元操作。所述室是空的，或者后来可装填流体，以促进或最小化到环境或者沿着所述设备长度的轴向传导的热损失。
牺牲薄片的概念也可延伸在3－D粘结方法（如HIP，它也装载与所述粘结方向垂直的薄片）中的应用。所述薄片的侧面可用覆盖物或敞开袋覆盖，以吸收粘结过程中的收缩，且没有使所需的通道变形。如图6所示，在替代的构造中，所述袋可在连接到所述薄片叠的侧面上的外部组件中形成，或者袋可在叠中的每片薄片中形成，称为牺牲覆盖物。
在更宽的方面，本发明涉及任何成对吸热和放热反应。例如，不同组合物可流过含不同催化剂的不同反应室。所有的实施例和大部分描述都涉及气相反应。但是，本发明也可用于液相反应。在液相反应的条件下，所述临界通道尺寸可能小于气相反应所需的尺寸，以适应降低的质量扩散速率，所述质量扩散速率使试剂到达所述催化剂表面。
本发明的催化过程（放热或吸热）包括：乙酰化、加成反应、烷基化、去烷基化、氢化去烷基化、还原去烷基化、胺化、芳构化、芳基化、自动热重整、羰基化、去羰基化、还原羰基化、羧基化、还原羧基化、还原偶合、缩合、裂解、氢化裂解、环化、环状低聚、脱卤、二聚、环氧化、酯化、交换、Fischer-Tropsch、 卤化、加氢卤化、均聚、水合、脱水、氢化、脱氢、加氢羧化（hydrocarboxylation）、加氢甲酰化、氢解、氢化金属取代（hydrometallation）、硅氢化、水解、加氢处理（HDS/HDN）、异构化、甲基化、脱甲基化、复分解、硝化、氧化、优先氧化、部分氧化、聚合、还原、重整、水煤气反向变换、Sabatier反应、磺化、调聚、转酯化、三聚和水煤气转换。
一种优选的吸热反应是流体重整，其中水（流体）和烃（或多种烃）在吸热反应室中反应，形成氢和一氧化碳。各种烃可进行重整，以产生氢气，包括甲烷、乙烷、丙烷、丁烷、异丁烷、高级烷、链烯、醇、醚、酮等，也包括混合物和共混物如汽油、柴油、煤油等。
为了给吸热反应提供足够的热量，所述放热反应室中的反应优选高度放热。氢、CO或烃（或上述烃）的燃烧是特别优选的。
应该理解，在任何所述设备中，各种试剂可用来代替上述任何的试剂。例如，其他燃料可用来代替甲烷。
如下面更详细的描述，本发明优选的方法可通过设备的构造和/或可测量的特性，如但不限于热通量、体积产率和/或压力降（它们也可与加工条件如流速、温度等结合描述）来描述。
在整合反应器中进行反应的优选反应器和方法可用它们的性质来表征。除非有其他说明，这些性质使用实施例部分所述的测试条件测得。本发明可单独用任何性质或者任何组合来表征。平均体积热通量优选至少1W/cc，或者，在其他优选的实施方式中，至少5，或10，或20，或50，或100，以及在有些实施方式中，为10－约120W/cc。所述吸热反应室热通量优选至少10W/cc，或者，在其他优选的实施方式中，至少50、100、200、或大于500W/cc，在有些实施方式中为10－约700W/cc。所述设备可用低NOx输出来表征，所述低NOx输出由实施例部分所述的标准NOx测试方法测得。NOx输出优选小于100ppm，更优选小于50ppm，还要优选小于10ppm，还要更优选小于5ppm，在有些实施方式中，NOx输出为约5－20ppm。本发明方法涉及燃烧，优选使用小于100％的过量空气（或者换句话说，过量氧气），更优选小于75％，还要优选小于50％，还要更优选小于25％、或10％、或5％的过量空气。为了表征设备，过量氧气是在热通量测试所述的条件下测得的，或者（如果与NOx输出一起表征 的话）是在标准NOx测试方法中所述的条件下测得。通过放热和/或吸热反应室的压力降优选小于下述：（偏爱起见，以反应室的长度计）295000、250000、125000、50000、25000、12500、2500或1500帕/厘米。对于设备而言，所述压力降是在热通量测试方法中所述的条件下测得。
本发明的其他优点是在较短的接触时间内得到良好的产率（或其他量度的良好性能）。在优选的方法中，对于气相反应而言，所述接触时间小于100毫秒（ms），更优选小于50毫秒、更优选小于25毫秒、还要更有效小于10毫秒，在有些实施方式中，为1－25毫秒。据估计，液相反应至少慢三个数量级，因此相比气相反应必需更长的接触时间，但要快于常规的液相反应（其接触时间为几分钟到几天）。接触时间可通过降低大部分流体和多孔催化剂之间的扩散距离来降低，同时降低了通道长度。在这些接触时间中，在烃流体重整的优选实施方式中，对于进入所述至少一个反应室的开始部分的烃，至少70％、更优选至少90％的绝对或平衡转换转化为氢、一氧化碳和/或二氧化碳。在其他方法中可得到同样的改进。
本发明的有些优选方法的一些工艺特征包括如下：（1）燃料：氧气制备在接近化学计量（小于100％的过量空气）的条件下安全工作，以使用燃烧作为放热反应。这降低所需的空气，所述空气提高了系统总体热效率，并减少了外部鼓风机或压缩机的负荷。（2）使流体重整在短接触时间条件或相反地在高气时空速条件下进行操作。这需要形成紧凑设备。（3）在高热通量条件下操作。这需要在短接触时间条件下操作。（4）在每单位反应器长度的压力降较低的条件下操作。这可得到更高的单位体积产率。（5）任选地，淬灭/抑制气相反应。当所述通道尺寸接近淬灭直径或低于该程度时，不需要的均相气相燃烧反应的贡献就会降低。
在流体重整过程中，气时空速优选大于10000、更优选大于50000，且可以为约100000小时-1－超过106小时-1，且对应的接触时间分别为360－3.6毫秒的数量级。甲烷流体重整的工作压力优选为1－50大气压。更优选为1－30大气压。流体/碳之比可为1－10，优选是1－3。
反应器中优选的热分布
所述整合燃烧器中的热分布很少是等温的。所述温度通常在反应器的前面最冷，在那里吸热反应的热负荷是最高的。所述温度通常在反应器的中间或末端部分最高，其由试剂的流动方向限定。在有些优选的实施方式中，需要在邻近所述反应室末端的温度最高点操作反应器。更高的温度可提高金属膨胀，因此需要在所述设备的自由端产生最大膨胀，而不是在所述反应区域的前端部分或中间部分，因为在那里金属会拱起。沿着所述反应器的流动方向上的长度单调提高热分布（thermal profile），可使ICR中的热应力最小。优选地，在放热和吸热反应室中的流动方向上，温度基本上单调上升。在有些情况下，在所述反应器的最末端的温度并不一定要是最高的，但应该在所述反应室的后半部分具有温度最高点。
所述热分布可通过沿着所述燃烧通道的长度放置空气喷射嘴或喷孔来控制。所述布置受所述燃烧燃料影响。氢以非常容易的方式燃烧，并最适合沿着大部分反应器长度将空气喷射嘴均匀分布。不太容易燃烧的燃料（如甲烷或天然气）在所述反应器的前部和中央部分需要更多空气，但在末端需要较少的空气。甲烷更难燃烧，沿着所述反应室的长度的空气和燃料之间的相互接触和燃烧需要更长的时间。
在所述反应器中，选择最佳热分布的其他考虑因素是所述吸热反应室中的焦化可能性。例如，流体/碳之比较高（＞2.5）的流体重整反应能接受更冷的前端温度，以避免焦化（＜800℃＝。流体/碳之比较低（小于2.5）的流体重整反应可使用较高的前端温度（＞800℃），以避免焦化。所述焦化可能性可结合热应力考虑，以调整前端温度和沿着所述反应器长度的热分布上升斜率。
优选的特性：


低CO和NOx由所述燃烧反应的废气测得。可控制重整反应的输出，以使H2产物最多，在这种情况下，低CO选择性是优选的，或者使合成气产物最多，在这种情况下，需要高CO选择性。对于氢产物而言，CO选择性优选为75％或更小，更优选为68％或更小，在有些实施方式中，CO选择性为60－70％。“压力差”指吸热反应室和相邻的放热反应室之间的压力差。
各种起动程序可参见实施例部分。
调节（或修整）反应器（它包含催化剂插入物）的一种方法包括以下步骤：（1）提高反应室中的压力，所述反应室包含所述插入物，（2）降低压力，（3） 执行所述方法。压力可用加工气体或惰性气体提高。令人惊奇的是，我们发现该调节步骤有时候会明显提高反应器性能。也许该性能的提高是因为插入物更好地压紧到所述反应室壁上。
具体实施方式
图8－22是制造薄片的工程图。所述附图所示的薄片形状和尺寸只是说明性的，并不一定是最优的，也不一定来自一个设备，只是用来说明制造和测试的一个薄片设计。有些附图用英寸、相关的线条或平行线表示距离，但是这些只用于附图的设计目的，可以删去。
粘结ICR设备－两流回路
在该实施方式中，单个整合的设备包含反应区域、预热区域或回热区域和歧管区域。
所述设备的特征是自由端，它可使所述设备最热末端处的热膨胀和热应力最小。为了形成自由端，所述试剂流形成了U形转向，以形成所述产物流。所述燃烧流（混合的燃料和空气）形成U形转向，以形成燃烧废气流。
所述流动方向的特征是两流回路的几何形状。反应层包含流过位于相同反应微通道中的歧管区域、预热区域、然后进入反应区域的试剂通道。接着，该加工反应流形成U形转向，进入产物返回流，它逆向流到原始反应通道。在所述产物返回流的其他侧面，第二试剂通道以逆流的方式流动。在所述U型弯管的顶部，两个加工反应通道结合起来，形成向下流到中央部分的共同产物返回通道。当所述两股加工反应流合并入单股产物返回流时，有居中的舌状物防止流体直接撞击以及相应的不稳定性。
与所述加工层相邻的是燃烧层。最外面的通道包括燃料通道。燃料流过设备底部的歧管层，然后流过相邻微通道中的预热区域或回热式热交换区域，接着进入燃烧反应区域。与每一根燃料通道相邻的空气流过所述歧管区域和交换区域。接着，空气通过使用喷射嘴射入所述燃烧区域，以计量沿着所述燃烧区域长度的空气。所述空气通道在U形弯管部分之前停止。所述两根燃料通道在所述燃烧区域的末端附近合并。所述两股流体合并入一根废气通道，沿着所述 燃烧层的最里面通道流动。当所述两股燃烧流体合并成一股废气返回流时，有居中的舌状物，防止流体直接撞击以及相应的不稳定性。
所述加工反应层和燃烧层可重复多次，以得到所需的容量。所述重复单元的终止层的特征是单根加工反应通道，它与所述燃烧区域相邻，形成了进入产物返回通道的U形弯管，所述产物返回通道包括来自单根试剂通道的流体。在该最外层中的流体是内部重复加工层的一半。
所述回热式热交换区域包括交换热量的5股流体。所述重复通道如下：产物、试剂、燃料、空气、废气、空气、燃料、试剂、产物、试剂、燃料等。来自产物流和燃烧废气流的热量加热所述试剂、燃烧燃料和燃烧空气。
五种流体在所述设备的冷端歧化。一种流体直接从所述设备底部歧化出去。其他四种流体分成每侧两种。五个歧管区域中的每一个接着都连接到外部管上，将流体送入设备或者从所述设备除去流体。
典型的ICR由许多薄片制成。例如，ICR可由图7所示的63片薄片叠制成（该设备有时候也称为两流回路设备）。该设备的部分分解图如图8所示。所述薄片叠包括与端板86相邻放置的牺牲薄片82。在粘结过程中，所述牺牲薄片变形，从施加的粘结压力上分离应力和减少所述加工通道的变形。所述薄片的长度约21英寸（53厘米），宽度约64毫米，端板的厚度为6.4毫米。吸热反应通道为9.7毫米宽。空气、燃料、废气和两流回路产物通道为4.1毫米宽。对于每一根吸热反应通道来说，这些通道的每一种都有两根。最外面边缘上的单股流体回路通道包含两根33毫米宽的产物通道。
所述两流回路设备使用Alloy-617金属薄片制成，所述金属薄片扩散粘合在一起，形成微通道反应器。所述Alloy-617薄片首先由激光切割和EDM线的组合方法形成。在切割这些薄片之前，所述片材首先用平均300微英寸的氨基磺酸镍（Acteron，San Carlos CA）层涂覆。使用常规机器制备端板，它们也用平均300微英寸的氨基磺酸镍涂层涂覆。所述切割的薄片和涂覆的端板在改性乙醇浴中清洁几分钟，然后擦干。两种不同薄片组进行激光溶焊，以在扩散粘结之前预密封空气微通道。所述堆叠的薄片组使用真空冲压机在1150℃、约29700压力磅下扩散粘结6小时。
接着，所述扩散粘结（diffusion bond）的部件使用插入EDM（plunge-EDM） 加工，在所述设备的侧面和顶面上开槽。接着，TIG焊接所述空气、燃料和SMR试剂以及产物管线用的外部歧管。然后，首先通过将己烷泵送入设备，浸泡5分钟来清洗所述设备，接着通过所有通道泵送己烷，直到其完成清洗。然后，所述设备用氩气清洗，使用20％的硝酸重复该程序。然后，去离子水泵送过所述设备，直到pH＞5。之后乙醇泵送通过所述设备30秒。最后，所述设备用流速约为10SLPM的氩气清洗5分钟。接着，清洗的设备进行热处理，并用燃烧催化剂修补基面涂覆（如实施例部分所述）。通过研磨熔焊边缘附近区域除去形成在所述催化剂门和塞子上的氧化物。接着，所述SMR催化剂放入所述设备中。废气歧管焊接到所述设备中。
图9A描述了具有槽93和95的部分装配的ICR91的一个侧面。其具有槽97和99的相背侧面如图9B所示。所述环绕（circled）部分表示被歧化，以处理流入和流出所述ICR的各个流体。末端92具有催化剂插入部分（下面将有非常详细的说明），且末端94有输入废气歧管的废气口（没有显示）。
催化剂插入物的插入可如图10所示。每种催化剂部件可滑入插入槽104和载体106，支撑所述催化剂插入物108。插入催化剂后，将催化剂门插入每条槽（所述门基本上能阻断流动），且有槽的盖（没有显示）焊接在末端105上，所述盖中的槽焊接闭合，从而密封所述吸热反应通道的一端。
图11是描述燃料入口101、试剂入口管102、空气入口管103、产物出口管104和废气管105的歧管末端分解图。这些管中的每一个都焊接入相应的歧管111－115。试剂通过试剂入口116流入试剂通道，同时燃料通过燃料入口117流入。
在所述设备的其他末端（参见图12）是催化剂进入孔121。催化剂门122通过所述进入孔滑入。所述催化剂门是金属带，其尺寸适合催化剂通道，并能将所述催化剂插入物固定在该位置。在一个设备中，所述催化剂门的尺寸为50毫米×10毫米×0.5毫米。盖123放在所述设备的末端上，在操作之前塞上凹槽126。管124连接催化剂前体进入孔125，并提供了燃烧催化剂前体组合物。
图13描述了0.64毫米厚的实施例2所用类型的燃烧薄片。所述薄片有通过肋状物支撑体133分开的流动通道132。在工作过程中，燃料通过右边进入，流过所述流动通道，并通过出口134离开。在粘结后除去金属区域135。就象 除了一片端板之外的所有薄片，所述薄片具有催化剂前体通道136。在所述燃烧薄片上切出槽子，以接受和适当保持流动稳定的插入物，所述插入物紧靠（约1毫米）所述第一空气喷射嘴的上游。实施例2的设备包括多孔的流动稳定的插入物，所述插入物位于各根紧靠第一空气喷射点上游的燃料通道中。这些多孔插入物由FeCrAlloy泡沫（每英寸约95孔）的矩形块制成，所述矩形块厚0.7毫米、长13毫米（流动方向）、宽约5毫米，尽管其他结构体材料也可用来完成相同的目的。
图14描述了包含吸热反应通道141的0.25毫米厚的薄片，它与所述燃烧薄片相似，不同的是所述反应通道没有肋状物支撑体。
图15描述了包含0.64毫米厚空气薄片151的焊接部件，所述空气薄片包含夹在壁薄片153（0.25毫米厚）和喷射薄片154（0.25毫米厚）之间的空气通道152。在实施例1所述的ICR设备中，所述喷射薄片包含28个圆形喷孔，且所述第一组4个喷射嘴位于所述反应区域的开始部分附近（下游1毫米），且最后两个喷射嘴位于所述燃烧U形弯管的约0.75"（19毫米）处。所述圆形喷孔的直径约0.31毫米，且沿着所述燃烧通道的长度上有非均匀的中心－中心间隔。沿着所述通道的宽度，所述喷射孔成对位置交错排列在“四分点（quarter center）”上，即沿着所述燃烧薄片中每根通道宽度的第1/4和3/4处，或者沿着每根4.06毫米宽的通道的1.02毫米和3.05毫米处。在28个喷射嘴构造中，所述第一组4个喷射嘴（上游最远）放置在每片喷射薄片上的两根通道的四分点处，且剩余的24个喷射嘴如上述沿着所述反应区域的长度交错排列。特别地，在距离SMR催化剂的引导（上游）边缘平面1毫米（4个喷射孔）和8、15、24、34、46、58、72、87、104、122、142和160毫米处，28喷射嘴结构的喷射孔位置沿着所述反应区域的长度成对排列，且交错排列在四分点上。在实施例2所述的ICR设备中，只包含24个圆形喷射孔的喷射薄片沿着所述反应区域的长度逐渐提高间隔。特别地，对于24个喷射嘴，在距离所述SMR催化剂的引导（上游）边缘平面约1、8、15、24、34、46、58、72、104、122和142毫米处，所述喷射孔位置沿着所述反应区域的长度成对排列，并交错排列在四分点处。
所述薄片包括对准孔155和废气路径156。所述废气通道由激光焊缝157 分隔。所述空气薄片157包含催化剂前体路径和废气路径156之间的连接通道159。粘结后，催化剂前体组合物流入所述废气路径156，然后流入所述废气通道和燃烧通道。在所述燃烧催化剂的沉积过程中，所述设备根据重力取向，这样所述催化剂前体只填充所需长度（在这种情况下，约18厘米）的燃烧和废气通道。
在替代的结构中（例如实施例1所用的结构），0.41毫米厚的燃烧薄片165如图16A所示，它包含固体热传递区域161和包含燃烧通道163的燃烧区域162。所述燃烧通道163提供了用于燃烧反应的其他体积，所述燃烧反应在所述燃烧通道的整个长度（7英寸，18厘米）中进行。薄片160粘结到0.25毫米厚的燃烧薄片166上（参见图16B），它具有连续的流通通道169。在这种结构中，每片薄片165和166一起形成燃烧通道，它比预热区域更窄，且提供了工作过程中的燃烧流体稳定性（如实施例部分所述），从而不需要流动稳定插入物。当使用这种结构时，薄片166相邻堆积到离所述空气通道薄片最近的壁上，而薄片165相邻堆积到离所述吸热反应通道薄片最近的壁上。
图17描述了0.64毫米厚的空气通道薄片。空气通过入口171（粘结后切掉金属带172）进入，并填充所述通道173的长度。起分开作用的肋状物174的宽度为0.06英寸（1.5毫米）。与所述空气通道173分开的、没有连接的是U形弯管通道175和催化剂前体通道176。
废气通道薄片181如图18所示。支撑体肋状物182分隔所述通道，且也有催化剂前体通道183。粘结以形成到所述废气歧管的通路后，除去部件184。通常，堆叠3片结构相似的废气薄片（即，3片连续堆叠的废气片），形成废气通道和舌状物。所述废气通道薄片的薄片厚度（高度）依照其堆叠顺序为0.36、0.25和0.36毫米。在3废气薄片叠中的中间薄片形成了舌状物的特征，且具有稍短的通道长度，它在未达到U形弯曲部位约5毫米处停止。
0.25毫米厚的催化剂中止薄片191（对于吸热反应催化剂）如图19所示。所述薄片包含188毫米通道192，它将所述催化剂插入物保持在原位。粘结后除去金属带193。图20描述了薄片（0.25毫米厚），它形成了用于吸热反应通道的壁，以及将所述吸热反应通道和吸热反应产物通道分开。U形弯管通道199使所述吸热反应产物流通。
图21A描述了产物通道薄片195（0.25毫米厚）。所述的薄片具有11厘米长的通道196，且激光焊接到图21B所示的吸热反应壁薄片上。图21B描述了具有44.3厘米通道207的第二产物通道薄片（0.41毫米厚）。产物薄片208形成了产物通道舌状物，它堆叠在两片产物通道薄片195之间。在这些通道中，产物在197由相邻薄片中的U形弯曲小孔进入，然后流入相邻薄片208中的吸热产物通道207。在外外面的产物通道中，其中只有单根试剂通道供应所述产物通道，稍薄的产物通道薄片（0.36毫米厚）可与产物通道薄片208一样使用（图21B），但其具有更长的通道，从所述U形弯曲部位一直延伸到所述产物歧管之间的整个47厘米。
焊接的ICR设备－N和M型具有基本相同的结构，但催化剂不同
焊接的ICR由Inconel Alloy-617和625制成。所有部件由常规机械、EDM线和激光切割制成。所有部件用己烷清洗，并进行热处理。通过研磨焊接边缘附近部分除去氧化物，并在乙醇中再次清洗，然后堆叠。所述设备使用TIG焊接方法进行周围焊接（perimeter weld）。管子焊接到所述设备中，形成用于空气、燃料、废气、试剂和产物的连接。
图22A描述了焊接ICR的分解图。在这些装配的设备中，燃料通过燃料入口223进入。焊接所述设备后，流体甲烷重整催化剂（包括金属毡载体）放入催化剂槽225中。所述设备由下述部件制成，即焊接端板227（3/8英寸厚的0.014英寸通道）、空气薄片229（由喷射板涂覆的20密尔空气通道）、燃料通道薄片231（23密尔厚，通道通过薄片机械加工）、吸热反应薄片233（0.105英寸厚，它包括24密尔肋状物（没有显示），所述肋状物突入所述空气通道）、10密尔升试剂通道和20密尔深的吸热反应室225。对于N2结构，可从薄片223上切掉2英寸的肋状物，Pox催化剂插入到所述燃料通道中。催化剂支撑带217点焊在U形弯管薄片N19上，并与其接触，将所述催化剂（没有显示）压向反应室225的壁，所述反应室225通常包含12密尔厚的催化剂插入物。U形弯管薄片219包含尺寸为60密尔×380密尔的U形弯管喷射孔。其他端板与227相同，不同的是所述通道深30密尔。
图22B描述了焊接ICR－N设计的部分分解图，所述ICR－N设计包括产 物管20、空气管22和空气歧管24、废气管26、吸热反应试剂管28、歧管30、燃料管32和歧管34。在这种测试设备中，外板36包含用于插入热电偶的孔38，以监测气体温度。
图22C描述了厄组成焊接喷射组件229的两片薄片。常规机械加工的空气通道薄片220具有空气通道222和废气U形弯管224。喷射薄片226激光焊接到所述空气通道薄片上，形成组件229。该激光焊接步骤形成了沿着所述喷射薄片的整个周长的密封，除了所述歧管末端的空气入口，从而防止空气通道中的流体在工作过程中避开所述喷射孔。在工作过程中，来自喷射组件的空气穿过所述喷射孔，射向所述燃烧通道的催化剂涂覆壁，所述燃烧通道与所述吸热反应催化剂插入物相邻－从而在壁上引起燃烧，使进入吸热反应中的热传递速率最大。所述空气通道薄片的厚度为0.64毫米，所述喷射薄片的厚度约为0.30毫米。所述喷射薄片包含尺寸约为0.31毫米×0.91毫米的2个槽形喷射孔（slot orifice），包括在反应器区域的开始部分的通道宽度上集中的一些完整的圆形孔。所述第一槽喷射嘴沿着流动方向（轴向）中的长尺寸定向，而第二槽喷射孔沿着垂直所述流动方向的长尺寸定向。这两个槽之后是10个尺寸约0.31毫米的圆形喷射孔，它们交错排列在四分点上。刚好在所述U形弯管上游的最后2个喷射嘴成对位于居中的四分点上，其尺寸约为0.31毫米。在连续的喷射嘴之间使用不均匀的间隔。
在粘结设备中的催化剂插入物
所述SMR催化剂插入物的形式为178毫米长的FeCrAlY毡形式，所述毡涂有活性催化剂材料。所述插入物标称厚0.25－0.30毫米，宽9.4毫米。或者，可使用更薄或更厚的材料，以及更宽或更窄的毡部件。
所述催化剂插入物用插入工具插入到所述粘结的ICR反应器中。所述插入物包括两块金属隔板（Inconel625，0.2毫米×0.2毫米截面积），它保持在所述毡的各个侧面上，以保证对着通道壁放置，同时也保持敞开的缝隙，以使气体与所述催化剂相邻流动。
所述插入工具的主要逐渐是夹紧工具，所述压力差引导配件和推进配件。所述夹紧工具使设备在插入所述催化剂的过程中保持其位置。所述压力差引导 配件包含保持所述催化剂和隔板位置的通道。它提供了对于插入舌状物的管理，所述舌状物提供了真空度，以在插入过程中将所述催化剂和隔板配件中间物保持在其位置上。所述压力差引导配件设置所述中间物上的压力差，从而引导所述推进配件。所述推进配件是蜗轮滑动配件。直接电流控制的分挡器与反馈压力一起使用，插入所述催化剂。
图24A描述了插入工具的示意图。所述隔板（图24B中的245）装入通道242和244中。通过孔146施加真空，以将所述隔板保持在其位置上。所述催化剂（没有显示）放置在舌状物248和隔板上。板（没有显示，厚度为0.5英寸，板支撑所述催化剂插入物的顶部，这样在推入微通道中时它没有扣住）放在中间物上，所述中间物由隔板和催化剂形成，然后将催化剂推入所述设备。所述设备的侧面如凸版印刷标注的“设备”所示，所述内部通道由虚线所示。舌状物248厚6密尔（0.15毫米），压力差引导的配件宽约0.5英寸（1.2厘米）。
所述粘结的ICR反应器放在夹紧工具中，并将其夹紧在位置上。所述催化剂和隔板在工具的帮助下同时插入所述设备中（参见图24A－C），沿着所述催化剂部分和隔板配件的长度连续施加真空。所述真空保证将所述催化剂保持在其位置上。释放夹紧所述隔板的真空，然后，通过真空将所述催化剂保持在其位置上的舌状物插入标称20密尔高的通道（对于反应通道全部长度为7”（18厘米）来说）。所述压力差引导的配件和板保留在所述设备的外部。所述推进配件具有自动化功能特征，以监测沿着所述通道长度向下的压力或负载。这保证催化剂不钩住壁。当所述催化剂达到全部7英寸反应室的末端时，停止所述真空，将所述催化剂释放到与所述壁相邻。所述真空稍微压缩所述多孔催化剂，并且当释放时，所述催化剂膨胀，所述催化剂和隔板配件刚好安装在所述反应器内形成滑动配合。
歧化
所述整合的ICR反应器系统包含5种不同的连接到所述设备上的流体流：加工试剂流、加工产物流、空气进入流、燃料进入流和废气排出流。一种流体流（废气）离开所述设备的底部。或者，任何其他流体可歧化出所述设备的底部、或冷末端。选择所述废气流，以通过所述设备的底部离开，从而使整体压 力降最小。外部歧管焊接所述设备的底部，以将所述流动途径连接到管道上，从而在所述测试下部结构中形成容易地连通。
四种剩余流体在所述设备的侧面上歧化。每种流体沿着所述薄片的侧面进入或离开。所述流体流沿着所述ICR的长度以不同的速率进入或离开。每种流体自包含在薄片或几个相邻的薄片中，且不被壁薄片的平面阻断，所述壁薄片隔开了所述设备中的各股流体。如果外部歧管不适当地连接和密封，或者如果所述薄片不适当地连接和密封在所述催化剂前体通路和反应流体通道之间的区域中，那么内部流体就没有机会在除了所述设备的边缘之外的部位泄漏。或者，流体可支撑共享设备中的共同薄片，但这对于歧化和密封流体带来了其挑战。
对于多流体设备，流体可进入所述设备，或在所述设备的不同高度回收。这使歧化变得容易，同时防止内部流体泄漏，以及用以调整所述交换器的热分布。进入所述设备的流体远暖于其他流体，可对其选择进行歧化，沿着所述设备的长度向下远远流走，或者流入所述回热区域的更暖部分。
空气流由离开所述ICR底部约13毫米到离开所述设备底部约64毫米的地方歧化。在这种情况下，流体入口在一端，出口在底部来看装置的。但是，使空气进入所述粘结设备的敞开槽只有约13毫米高，当其进入所述整合的多流体回热区域时使所述通道转动约90°。选择空气或其他流体用的开口高度，一般是用来使整个压力降最小。如果可使用更高的压力降的话，可选择更小的高度。同样地，如果需要更低的压力降的话，那么入口和出口可接近所述反应区域放置。
所述燃料流体也在离开所述设备底部约13毫米到离开所述设备低于约64毫米的地方进入所述设备。但是，所述燃料在所述ICR的相对侧面上歧化。所述燃料沿着来自空气的不同平面进入，并通过交叉（interleaved）的容纳壁与所有其他流体隔开。
还有，沿着所述设备的长度，所述加工试剂和产物可在所述设备的相对侧面上歧化。在约离开所述设备末端约7.5－11厘米处，所述产物流分别进入或离开所述设备。外部奇幻焊接所述设备的外部，以相互连接相同的流体，所述歧管与外部管道通路相连。每股流体从一侧进入，并在笔直流过所述设备之前 形成约90°的转弯。从其进入所述设备起，所述流体停留在相同的微通道中，流过交换区域、反应区域、环绕所述U形弯管、返回到交换区域，然后作为加工产物流沿着不同的平面离开，在所述部件的对立面上离开所述侧面。
实施例
用在实施例中的设计的流体重整催化剂的制备包括制备催化剂粉末、制备浆料、制备FeCrAlY毡、制备设计的催化剂。
制备催化剂粉末
用于流体重整的催化剂粉末包括10重量％Rh/4.5重量％MgO/85.5重量％Al2O3。研磨氧化铝，并用镁溶液浸透。干燥得到的粉末，粉碎，并在900℃煅烧。
然后，用硝酸铑溶液（购自Engelhard）浸泡。使用粉末浆料来涂覆FeCrAlY毡（购自Tchnetics，Deland，Florida，0.25毫米厚，孔隙率为75％）。清洗这些载体，并进行热处理，以形成薄氧化物层。随后，该载体通过化学气相沉积（CVD）用氧化铝的亚微米层涂覆。
在涂覆前，所述毡切成所需的尺寸（对于实施例1－2的设备而言，为9.4毫米×178毫米，以及对于剩下的实施例而言，为11.9毫米×88.9毫米），进行清洗，并在900℃的空气中加热，在CVD室中，在氧化环境（包含14体积％O2）、5Torr、850℃和1.5小时条件下用氧化铝前体（如异丙醇铝）处理热处理过的毡。
浸涂所述毡，得到约0.1克干催化剂/6.5厘米2的负载，并在350℃煅烧。
为了涂覆实施例1－2所述设备中的燃烧催化剂，在流动空气中从室温上升到1000℃的热处理所述设备。
使用注射泵通过催化剂前体通路使所述设备充满Ce和Pd盐的水溶液（其中Ce：Pd之比为4：1）。需要14.32cc的Ce/Pd溶液将所述设备充满到18厘米的高度。使用氮气清洗从所述燃烧通道到所述空气通道的设备，以保证空气孔不含催化剂溶液。所述设备在850℃煅烧。在焊接的ICR-M设备中，薄片在1000℃的空气热处理，冷却，并用Ce和Pd盐的水溶液（其中Ce：Pd之比为 4：1）涂覆。使用棉施涂器将所述溶液刷在所述薄片上。施加总共三层涂层，干燥，并在850℃－1000℃的空气煅烧。
通过涂覆Ce和Pd盐的水溶液（其中Ce：Pd之比为4：1）将燃烧催化剂应用到所述焊接ICR－N设备中。将预混合的La-Al2O3-ZrO2粉末浆料施涂到所述燃烧区域的表面上，形成催化剂载体涂层，干燥，并在1000℃的空气中煅烧。
粘结的ICR实施例1和2
在这些实施例中，所述微通道ICR反应器体系具有上述部分（具体实施方式）中所述的两流回路设计。进入设备的流体是环境条件或者温度稍高。任选使用一系列微通道交换器来给所述流体提供额外的预热。
设计、制造多通道粘结的ICR设备，并操作300小时。该设备通过堆叠各种厚度（0.25、0.36、0.41、0.51、0.64和6.4毫米）的金属板形成，所述金属板的一些部分被切掉，形成几种流体流的流动通道，并将所述叠扩散粘结在一起，较厚的板放在板叠的最外面（就象书挡）。所述设备包括3个放热反应（燃烧）重复单元，其侧面与吸热反应（SMR）通道相接。
该扩散粘结设备的加工侧面在如下条件下工作：SMR接触时间为9毫秒、流体：C之比为2.5：1、约850℃和12大气压SMR出口压力。所述燃烧侧面在如下条件下工作：燃料组成为5－10％CH4和6－9％CO2（余量为H2），过量空气为5－10％，约7psig出口压力（由于在阀和设备的下述装置中有损失）。所述气相色谱校准每8小时检查一次，并根据需要重新校准。
安装/启动
使用包括两种类型交换器的微通道交换系统将所述加工试剂预热到260－290℃，所述交换器包括一列平行的微通道。类型1是包含50微通道的单通道交换器，所述微通道为2.5毫米×64毫米×0.25毫米，用距离微通道阵列2.5毫米的耐热棒（Watlow Cartridge Heater，编号E3A50）加热。类型2是包含100微通道的双通道交换器，所述微通道为2.5毫米×114毫米×0.25毫米，用来自微通道阵列的2.5毫米的电阻加热棒（Watlow Cartridge Heater，编号E3A50）加热。
使用与上述类型2相同的微通道交换器将所述燃烧空气预热到160－170℃。
燃烧燃料是纯氢，以启动所述设备。选择纯氢作为启动燃料，以避免在所述设备中任何发生焦化的可能性，但是所述设备也可用混合物中一些数量的烃燃料启动。所述燃料没有在装置外部预热。或者，所述燃料可用微通道交换器或常规热交换器预热。在ICR入口测得的入口燃料温度通常是80－110℃。高于环境温度的温度是通过来自硬件的管路传导损失而加热气体造成的。
使用放置在所述连接管中的K型热电偶测量所有的入口和出口流体温度，所述连接管在离开ICR反应体系上的整合热交换器的出口或入口约5－10厘米处连接到所述ICR反应体系中。将压力传感器加入到相同位置上的各个入口和出口流体。
设备的安装是将5根Inconel600Swagelock管连接到所述ICR反应体系上的合适焊接管梢头（stub）上。整个设备安装时间小于1小时。
热电偶沿着所述交换部分和反应部分的长度安装在所述ICR反应体系的外表面上。
所需的设备包括：试剂进料Brooks5850e和5815e系列质量流控制器、Omega FMA-A23型质量流量计、NoShok压力传感器1001501127和1003001127型、Omega关闭延迟控制器CNI1653-C24型、Swagelok可变压力安全阀、热传导检测器气相色谱、NOVA300型CLD化学发光NO/NOx分析仪等。所有的设备都已经校准，并验证都能正确使用。根据基准校准器（Dry-Cal DC-2MPrimary Flow Calibrator，它能进行校准，并由BIOS International认证）校准流速。压力传感器使用Fluke压力校准器7181006型（装有Fluke700P07或700P06压力模块，它经过校准，并由Fluke认证）校准。所述气相色谱和NO/NOx分析仪根据混合的标准气体（由Praxair Distribution Inc.认证）校准。
所述ICR反应体系通过先将静态压力施加到SMR试剂管线上加压测试，同时塞上所述SMR产物管线。施加的压力是217psig，它是用氮气流体产生的。所述压力留在所述设备的该侧面上。同时，所述燃烧侧面加压到48psig，同时所述SMR侧面是在压力下的。在加压测试过程中，所述燃烧侧面压力不超过所述SMR侧面压力，以保持所述设备的机械整体性。在15分钟内的泄漏率不 超过0.5psig，然后所述ICR反应体系准备好进行工作。所述燃烧催化剂在工作前没有还原或处理。
工作前，所述SMR催化剂在约120－150℃还原。所述ICR反应体系通过使用反应器的整合燃烧部分加热。该方法是通过氮气在SMR侧面以15.7SLPM流动来启动的。这对应于在SMR催化剂还原过程中相等的30毫秒接触时间的流速。然后，氮气以12.0SLPM通过初级空气入口并且以5.0SLPM通过燃料入口输入到燃烧侧面。接着，空气与通过初级空气管道进入的氮气混合，输入速率为0.51sccm。然后，所述氢从所述燃料入口以0.11sccm的流速（这对应于约100％的过量空气）出发。所述氢在室温点燃，并且当燃料一点燃，染料和空气比马上就变为5％过量空气。由燃烧释放的热量加热所述ICR反应体系。所述加热速率约为5℃/分钟。
启动控制对于正确的催化剂还原反应来说是重要的，以沿着所述ICR反应体系中的催化剂部分长度得到近似等温（±30℃）的温度分布。通过改变所述燃料氢和空气的流速，同时使它们保持5％过量空气来完成该控制。燃料氢的提高由燃料氮气中的降低来弥补，空气流速的提高由流过初级空气管道的氮气流速弥补。对于所述ICR反应体系的燃烧侧面，这可保持较恒定的流速。重要的是在启动中，应保持燃烧侧面中流体的总流速大致相等，以形成均匀的温度分布过程。如果所述燃烧流体流速下降50％或更多，那么催化剂部分的前面就能要比催化剂部分的后面热（±60℃或更高）。如果燃烧流体的流速提高50％或更多，那么所述催化剂部分的后端就要比所述催化剂部分的前端热很多（±60℃或更高）。在这两种情况下，所述催化剂没有适当还原。
所述SMR催化剂在120－150℃（±20℃）保持1小时。在这1个小时内，氢气以氮气流量的10％（1.57SLPM H2个15.7SMPM N2）流过所述SMR催化剂，其相应的等价接触时间为18毫秒。
在1小时催化剂还原过程中，停止所述SMR加工侧面的氢气。氮气保持以约15.7SLPM的速率在所述SMR侧面上流动。氮气的流速约等于SMR加工试剂的总流速，其对应于18毫秒的接触时间。所述18毫秒接触时间是加工试剂的第一流速，由所述氮气流速的等价值，当从由启动过程中的纯氮气变到ICR反应体系的操作时，在ICR反应体系中的温度曲线分布变化更小。接下来，以 10－15psig/分钟的速率，将所述SMR侧面加压到系统工作压力，160－170psig出口压力。
当氮气在所述SMR侧面上以18毫秒的接触时间流动时，改变所述燃烧流体流速，以将所述设备加热到600℃。启动控制对于均匀加热所述设备和控制加热速率（如前述不超过5℃/分钟）是重要的。通过改变氢气和空气的流速，同时使它们保持在1：2.5的比例（这对应于5％过量空气）来完成控制。燃料和空气流速的提高分别由燃料氮气和初级空气管道氮气流速的下降弥补，以使所述ICR反应体系的燃烧侧面保持恒定的流速。重要的是在启动过程中，使所述燃烧侧面的流体总流速保持大致相等，以形成均匀的温度曲线，和不超过5℃/分钟。
为了启动ICR燃烧侧面加热，如上述，通过初级空气进入管道输入空气，通过燃料进入管道输入氢气，同时也使氮气通过初级空气管道和燃料进入管道连续流入所述系统。所述空气和氢气的初始流速如前述。在前后相差1分钟内提高所述空气和氢气流速来改变所述流体，同时使它们之比维持在5%过量空气，关小输入燃料和初级空气管道氮气，以保持恒定的总流速。所述恒定的总流速约等于在18毫秒、600℃超过SMR反应所需的燃烧燃料和空气的总流速。过一会儿，所述设备升温到600℃，所述氮气减少到零。
如果空气和氢气混合物没有在室温下点燃，那么所述微通道交换器体系就可用来加热所述ICR反应体系，直到它们被点燃。通常，所述燃烧侧面在室温－60℃点燃。点燃后，设置所述微通道交换器，以保持ICR反应体系所需的入口温度。另外，在本试验中，尽管空气没有与燃料一起通过燃料进入管道输入，但是这可有助于燃烧转化。
当所述SMR侧面达到约400℃时，流体总速率的15％的氢在SMR试剂侧面上开启，对应于6：1的流体/碳之比，接触时间为18毫秒。这是约2.5SLPM。在1分钟内，启动SMR侧面上的水泵，使其流体流速为3毫升/分钟。在接下来的10－15分钟内，所述流体水流速以3毫升/分钟的增量增加，直到所述流速对应于6：1的流体/碳之比，接触时间为18毫秒（12毫升/分钟）。当氢和水输入速度增加时，SMR侧面上的氮气流速相应地下降，以保持全部流体的接触时间为18毫秒。
所述设备通过如前述改变所述燃烧侧面上的流速连续加热到600℃。当所述设备达到600℃时，稍微提高所述燃料流量，以准备引发SMR反应和相应地加热槽（sink）。所述流量提高到约1.4SLPM氢通过所述燃料进入管道和3.51SLPM空气通过初级空气进入管道。在1分钟内，开启所述SMR甲烷，以匹配6：1的流体（stream）/碳之比，接触时间为18毫秒。首先，关掉SMR侧面上的氮气，然后关掉氢气，并不再使用，直到关闭所述ICR反应体系。
引发SMR反应形成热负载，它需要提高氢气和空气的燃烧流速，直到所述温度稳定。然后，设备加热到反应部分所需的工作温度。如前述，当所述初级空气管道空气和燃料氢气提高时，分别降低所述初级空气管道氮气和燃料氮气，直到初级空气管道和燃料管道的氮气都关掉。所述流体/碳之比和接触时间变化到所需的实验条件。当所述流体/碳之比和接触时间变化时，SMR侧面上的热负载就上升，所述燃烧侧面流体就被提高以保持所需的反应温度。开大燃烧侧面流量的顺序序是空气，然后燃料，同时关小燃烧侧面流量的程序是燃料然后空气。
对于所述设备，在将所述流体/碳之比降低到3：1之前，ICR反应部分的温度加热到至少800℃。在从启动条件转变到工作条件的过程中，改变SMR加工侧面上的条件的程序是在提高SMR加工烃流速之前提高水流速（即达到更高的流体/碳之比，然后返回到所需的流体/碳之比）。
另外，在该段时间内或更早的时间，将烃输入到所述燃烧燃料中，且相应地校准所述空气流速，以保持适当的燃料/空气之比。该方法的程序是首先将所述燃料初级空气提高的所需的流速，以保持所需的过量空气比例，然后调大所述烃流速，接着在相同的能量输出条件下降低氢流速（烃流量增大）。
关闭程序与所述启动程序相反。
紧急关闭
所述ICR反应体系有几个连锁装置，如果预设工作温度或压力高于或低于限制时，它可关闭燃烧和SMR加工试剂流体。如果超过了限制，那么通过能量－开动阀，试剂流动就会在几毫秒内停止，氮气就会以3－5SLPM的速率开启，通入所述ICR反应体系的SMR和燃烧侧面上。这可在、小于100毫秒内 冲洗掉设备中所有可燃烧流体，并且可继续流动直到操作员重新启动所述体系。
控制策略
在启动、工作和关闭所述ICR反应体系过程中可执行几种控制策略。
首先，在启动过程中，氮气和空气可输入所述初级空气进入管道，氮气和燃料则输入所述燃料进入管道，从而可在以全容量工作时更好地模仿所述流动分布。在这种方法中，所述空气和燃料可以更有利地分布和混合，以便在启动过程中需要较小的燃烧流量。通过使所述启动混合物不太易燃，这种方法也可促进均匀的催化燃烧，而不是均相燃烧（它易于将热量输入只集中到小的局部区域）。所述ICR反应体系沿着178毫米反应器长度的温度曲线由总燃烧流速（即接触时间）控制和化学计量（即过量空气）。如果所述反应区域的开始部分太冷，那么所述流动就会降低（通过一起减少空气和燃料的流量，或者仅减少氮气同时保持空气和燃料流速恒定），以降低反应区域末端附近的温度。或者，如果所述178毫米反应区域的末端太冷的话，那么就提高所述流速，以在该区域形成更高的温度。燃料/空气之比也可用来控制反应区域中ICR反应体系的温度曲线，且没有提高或降低总热量输入。当增加过量空气时，所述温度最高点向上游移动，而过量空气的减少（低达3－5％）使所述温度最高点向下游移动。
第二，改变所述空气和燃料流量，以保持温度。这可用简单反馈控制回路来达到。所述ICR反应体系的网状区域中的热电偶可选择为控制点。当所述体系更冷时，所述反馈控制提高所述空气和燃料进入ICR反应体系的流速，同时保持所需的燃料/空气之比。如果体系太热的话，所述反馈控制以相反的方式操作。
第三，ICR反应体系中的变化在几小时内通常是渐进的，必需使用预关闭指示器/警报器来进行成功的操作。这些预关闭指示器在连锁装置的15－40％的值时触发，因此它们可在要关闭所述系统的条件出现之前提醒操作员，使操作员作出反应，并调整超出范围的参数。这使ICR反应体系在没有恒定监管的条件操作，但还能在系统离开规定条件的情况下进行校准。
第四，在启动过程中，启动时使用氮气模仿进入SMR过程侧面的总流速中可降低温度震动幅度，同时开启SMR试剂，关闭SMR氮气。所述ICR反应体系的小尺寸和其快速相应是重要的，因为所述微通道结构使其易受突然和潜在地有害温度变化的影响。
第五，当燃烧流动提高时，所述空气在燃料之前先开大，以防止立即进入富含燃料的区域，其中所述燃烧的化学组成可发生变化，以沿着所述ICR反应体系改变温度曲线。
第六，当SMR加工侧面流动提高时，总是形成所述变化，这样就能在端点流体/碳之比前达到更高的流体/碳之比。例如，如果提高水和烃的话，那么就首先提高所述水，然后提高所述烃。
结果
所述反应器工作300小时，在约865℃的表观平衡温度，连续制造平衡SMR产物。在300小时的操作过程中，保持9毫秒的接触时间、约12巴的出口压力和2.5：1的流体/碳之比。在第一个50小时的操作过程中，使用5％的过量燃烧空气，之后使用10％过量空气。在所述燃烧燃料进料中使用10％的甲烷进行超过70小时的粘结ICR连续操作。在示范过程中，在SMR或燃烧活性方面可观察到很少或没有损失。
实验的详细数据如表1所示。初始的25小时后，在燃烧燃料中使用5－10％甲烷观察到完全燃烧。所述SMR反应吸收约75％的由燃烧反应产生的热量。在干燥燃烧排出物中，CO和NOx浓度分别小于0.1％和8ppm。在表1中，平均反应器温度假定是接近一个面上的U形弯管、横跨反应区域的最后四分之一范围测得的三处表面温度的平均值。表1所示的表面温度是沿着一个面的中心线测得的，经过最接近中间燃烧废气通道的边缘。SMR接触时间是基于六根SMR反应通道（包括催化剂、隔板和与所述催化剂相邻的流体流过的缝隙）的总体积计算的。每根SMR反应通道的尺寸为17.78厘米长×0.965厘米宽×0.051厘米高，其总体积为5.23厘米3（包括所有的六根通道）。已经发现干燥产物离开流动测量中有些偏差，这是因为在干燥测试仪标准中有一些变化，也考虑是由于在测试仪积累了水。这（以及在质量流动控制器和GC校准中的微小误 差）使碳平衡误差为±15％。
设备工作300小时的结果如图25－27所示。不管由车间问题产生的一些过程混乱，在整个300小时的工作过程中的设备性能非常稳定（参见图25）。
设备温度（参见图26）在工作过程中也非常稳定，尽管在温度中也看到了周期行为图形，这与环境温度的日常变化一起循环。
图27描述了燃烧性能。请注意，在最初的25小时工作过程中，甲烷燃烧转化率稳定提高，直到完全燃烧。干燥废气说明没有检测到CO，直到燃料流体中的甲烷浓度提高到10％（生产约225小时），在这点上，干燥废气中的CO浓度小于0.1％。总燃烧反应热量与5％和10％甲烷燃烧燃料条件相同，在变化前后得到几乎相同的平均表面温度和SMR性能。
表1.操作实施例1的粘结ICR设备得到的选择结果



a：估计燃烧接触时间，假定所有的燃料和空气通过整个燃料通道，并且燃烧仅发生在U形弯管的上游区域。
b：反应区域最后四分之一内的平均金属温度。
c：反应的等温热量之比的绝对值（在估计的反应温度条件下），以所测的转化率和流速计算。
所述平均反应温度计算为周围金属或金属网状物热电偶测量值的平均值，所述测量是沿着所述反应器的最后25－30％（最远的下游）进行的。
在300小时的操作过程中，SMR试剂入口压力从180psig提高到约245psig，同时所述SMR产物出口压力保持在约165psig。SMR甲烷流速保持在10SLPM。SMR液态水流速保持在20毫升液体/分钟。在操作过程中，所述SMR试剂入口气温保持在约283℃，所述SMR出口气温保持在约325℃。
这些结果由于任何现有的设备，现有设备也能以相同的接触时间工作。
对于最初的50小时，所述粘结的ICR用5％过量空气（以体积计）工作，以进行燃烧，然后在接下来的250小时内使用10％过量空气。对于最初的225小时操作过程，所述燃料包含5％甲烷、89％氢和6％CO2，然后在接下来的75小时内变成10％甲烷、81％氢和9％CO2。在操作过程中，对于最初的50小时，所述空气入口温度约160℃，燃料入口温度约80℃，废气温度约330℃，然后在接下来的175小时提高到约343℃，接着对于最后75小时提高到约347℃。
实施例2粘结的设备，结果和讨论
实施例2的粘结ICR设备使用流体：C为2.5：1、850℃和12.5大气压的甲烷和流体进行描述。实验包括接触时间为6毫秒的条件进行88小时，然后在9毫秒的条件进行＞300小时。燃烧燃料组成为5－10％CH4、0－2％CO、6％CO2，以及平衡量的H2。过量燃烧空气保持在3－7％之间。
试验结果如表2和图28－31所示。在表2中，平均反应温度假定为接近一个面上的U形弯管、横跨反应区域的最后四分之一上测得的三处表面温度的平均值。表2所示的表面温度是沿着一个面的中心线测得的，经过最接近中间燃烧废气通道的边缘。图28描述了在整个400小时操作过程中的SMR性能。在图29中，燃烧结果如粘结的ICR测试所示。图29中所示的令人吃惊的结果 是燃烧CH4转化率，它超过了H2转化率。另一个是当所述反应器加热到超过950℃时，CO上升，而H2转化率下降。对于这些现象的一种解释是在这些高燃烧流速条件下，燃烧区域的甲烷燃烧并不完全，从而在废气通道的某些地方部分氧化氢和一氧化碳。图30描述了怎样在操作过程中沿着所述反应器长度变化的表面温度。图31描述了在SMR接触时间范围内、流体/碳之比为3.0的SMR性能。
表2.操作实施例2的粘结ICR设备得到的选择结果
接触时间6毫秒9毫秒生产时间（小时）35131空气入口气温（℃）161158燃料入口气温（℃）91102废气气温（℃）352306空气入口压力（帕/105）2.381.99燃料入口压力（帕/105）2.542.09废气出口压力（帕/105）1.671.47总燃料流速（SLPM）14.49.76燃料H2含量（％）87.087.0燃料CH4含量（％）5.05.0燃料CO2含量（％）2.02.0燃料CO含量（％）6.06.0空气流速（SLPM）38.427.0％过量空气（基于进口）37％过量空气（测得的）611燃烧接触时间（毫秒）a6.39.0空气压力降（帕/105）0.710.52燃料压力降（帕/105）0.860.62燃烧H2转化率（％）94.094.8燃烧CH4转化率（％）98.898.4
接触时间6毫秒9毫秒对于CO2的燃烧选择性（％）84.284.1燃烧（碳出去）/（碳进入）0.790.78燃烧废气NOx（ppm）3.42.8SMR入口气温（℃）280269SMR出口气温（℃）334307SMR入口压力（帕/105）13.1413.08SMR出口压力（帕/105）11.8412.25SMR平均压力（帕/105）12.512.7SMR压力降（帕/105）1.30.8SMR对于燃烧的差（帕/105）10.410.9SMR CH4流速（SLPM）14.949.96SMR流体流速（SLPM）37.5225.06流体/甲烷摩尔比2.52.5SMR接触时间6.09.0CH4转化率（GC基准）％86.887.3选择性：CO（％）69.572.1SMR（碳出去/碳进入）0.930.97平均反应器表面温度（℃）b893875平衡转化T（℃）840840平衡选择性T（℃）840870SMRrxn热量/燃烧rxn热量c0.810.80平均面积热通量（W/cm2）20.313.6反应器芯体积通量（W/cm3）76.051.1吸热反应室通量（W/cm3）323217U形弯管处的表面温度（℃）872853距离U形弯管25.4毫米处的表面温度（℃）900881距离U形弯管50.8毫米处的表面温度（℃）908891距离U形弯管76毫米处的表面温度（℃）906899
接触时间6毫秒9毫秒距离U形弯管102毫米处的表面温度（℃）899883距离U形弯管127毫米处的表面温度（℃）585573距离U形弯管152毫米处的表面温度（℃）862845距离U形弯管178毫米处的表面温度（℃）562781距离U形弯管197毫米处的表面温度（℃）763749距离U形弯管216毫米处的表面温度（℃）714702距离U形弯管254毫米处的表面温度（℃）638624距离U形弯管343毫米处的表面温度（℃）511499距离U形弯管431毫米处的表面温度（℃）390362
a：估计燃烧接触时间，假定所有的燃料和空气通过整个燃料通道，并且燃烧仅发生在U形弯管的上游区域。
b：反应区域最后四分之一内的平均金属温度。
c：反应的等温热量之比的绝对值（在估计的反应温度条件下），以所测的转化率和流速计算。
如图31中的数据所示，在6－18毫秒之间改变接触时间基本上没有引起结果变化。
焊接的ICR－N2
安装/启动
微通道ICR反应体系包含一系列整合的交换器，以预热加工试剂、燃烧空气和燃烧燃料。所述整合的交换器也可冷却所述加工产物和燃烧废气。进入所述设备的流体可以是环境条件的，或者具有稍高的温度。任选使用一系列微通道交换器来给所述流体提供额外的预热。另外，所述ICR反应体系的反应部分由常规半壳（half-shell）陶瓷加热器围绕。该设备也可用来给除了反应部分之外的部分提供热量，并且安装在离开所述ICR反应体系的外表面0.5－0.75英寸的地方。
所述加工试剂使用上述微通道交换系统预热到280－310℃。所述燃烧空气 使用与上述类型2交换器相同的微通道交换器预热到150－160℃。
燃烧燃料是纯氢气，以启动所述设备。选择纯氢气作为启动燃料，以避免所述设备中的任何焦化可能性，但是所述设备也可用混合物中一些数量的烃燃料启动。所述燃料不在所述设备的外部预热。或者，所述燃料用微通道交换器或常规热交换器预热。在微通道ICR反应体系的入口测得的燃料入口温度通常是110－120℃。
使用K型热电偶测量所有的入口和出口流体温度，所述K型热电偶放在连接到所述ICR反应体系的管中，它离开ICR反应体系上的整合热交换器的入口或出口约5－10厘米。压力传感器加热到各个入口和出口流体的相同位置。
设备的安装是将5种Inconel600Swagelock管连接到所述ICR反应体系上的合适焊接管稍头。整个设备安装时间小于1小时。
热电偶沿着所述交换部分和反应部分的长度安装在所述ICR反应体系的外表面上。
所需的系统设备包括：试剂进料Brooks5850e和5815e系列质量流控制器、Omega FMA-A23型质量流量计、NoShok压力传感器1001501127和1003001127型、Omega关闭延迟控制器CNI1653-C24型、Swagelok可变压力安全阀、热传导检测器气相色谱、NOVA300型CLD化学发光NO/NOx分析仪等。所有的设备都已经校准，并验证都能正确使用。根据基准校准器（Dry-Cal DC-2MPrimary Flow Calibrator，它能进行校准，并由BIOS International认证）校准流速。压力传感器使用Fluke压力校准器7181006型（装有Fluke700P07或700P06压力模块，它能进行校准，并由Fluke认证）校准。所述气相色谱和NO/NOx分析仪根据混合的标准气体（由Praxair Distribution Inc.认证）校准。
所述ICR反应体系通过先将静态压力施加到SMR试剂管线上加压测试，同时塞上所述SMR产物管线。施加的压力是205psig，它是用氮气流体产生的。所述压力留在所述设备的该侧面上。同时，所述燃烧侧面加压到55psig，同时所述SMR侧面是在压力下的。在加压测试过程中，所述燃烧侧面压力不超过所述SMR侧面压力，以保持所述设备的机械整体性。在15分钟内的泄漏率不超过0.5psig，然后所述ICR反应体系准备好进行工作。
所述燃烧催化剂在室温条件下用1SLPM氢气（55毫秒接触时间）还原1 小时，没有提供外部热量。然后，所述燃烧流体以下述方式点燃，以得到适于SMR催化剂还原的适当温度。所述SMR催化剂还原温度为250－300℃。所述ICR反应体系使用反应器的整合燃烧部分预热。所述加工通过将所述SMR侧面上的氮气流速提高到2.5SLPM来引发。这对应于21毫秒的接触时间。然后，关掉所述燃烧侧面燃料入口处的氢气。接着，氮气以2.0SLPM通过初级空气入口并且以1.0SLPM通过燃料入口输入到燃烧侧面。接着，空气与氮气混合，以流量0.5SLPM输入。然后，所述氢气以200sccm的流速重新在所述燃烧侧面燃料入口处启动。所述氢气在室温点燃。由燃烧释放的热量加热所述ICR反应体系。所述加热速率约为5℃/分钟。
启动控制对于正确的催化剂还原反应来说是重要的，以沿着所述ICR反应体系中的7英寸（178毫米）催化剂部分长度得到近似等温（±30℃）的温度分布。通过分别改变所述氢和空气的流速，同时使它们保持特定比例（它对应于5％过量空气）来完成该控制。燃料和空气流速的提高分别由燃料和初级空气管道氮气流速的降低来弥补，以保持对于所述ICR反应体系的燃烧侧面而言的恒定流速重要的是在启动过程中，应保持燃烧侧面中流体的总流速相等，以形成均匀的温度曲线。如果所述燃烧流体流速下降50％或更多，那么催化剂部分的前面就要比催化剂部分的后面热（±60℃或更高）。如果燃烧流体的流速提高50％或更多，那么所述催化剂部分的后端就要比所述催化剂部分的前端热很多（±60℃或更高）。在这两种情况下，所述催化剂没有适当还原。当所述ICR反应体系的反应区域中的温度达到250－300℃，所述SMR氢气流速在1小时内逐渐达到所述SMR氮气流速的10％。1小时后，所述SMR氢气流量为0.25SLPM，它对应于19毫秒的接触时间，并开始1小时的还原。
所述SMR催化剂在250－300℃（±20℃）保持1小时。在这1个小时内，氢气以氮气流量的10％的流量（0.25SLPM H2和2.5SLPM N2）流过所述SMR催化剂，其相应的等价接触时间为19毫秒。
在1小时催化剂还原过程后，停止所述SMR加工侧面上的氢气。氮气保持以约2.5SLPM的速率在所述SMR侧面上流动。氮气的流速约等于SMR加工试剂的总流速，其对应于18毫秒的接触时间。所述18毫秒接触时间是加工试剂的第一流速，由所述氮气流速的等价值设定，当从由启动过程中的纯氮气 变到ICR反应体系的操作时，在ICR反应体系中的温度曲线分布变化更小。
接下来，以10－15psig/分钟的速率，将所述SMR侧面加压到系统工作压力，175－185psig出口压力。当氮气在所述SMR侧面上以18毫秒的接触时间流动时，改变所述燃料流体流速，以将所述设备加热到600℃。启动控制对于均匀加热所述设备和控制加热速率（如前述不超过5℃/分钟）是重要的。通过改变氢气和空气的流速，同时使它们保持在1：2.5的比例（这对应于5％过量空气）来完成控制。燃料和空气流速的提高分别由燃料氮气和初级空气管道氮气流速的下降弥补，以使所述ICR反应体系的燃烧侧面保持恒定的流速。
为了启动ICR燃烧侧面加热，通过初级空气进入管道输入空气，通过燃料进入管道输入氢气，同时也使氮气通过初级空气管道和燃料进入管道连续流入所述系统。所述空气和氢气的初始流速如前述。在前后相差1分钟内提高所述空气和氢气流速来改变所述流体，同时使它们之比维持在5%过量空气，减少输入燃料和初级空气管道氮气，以保持恒定的总流速。所述恒定的总流速约等于在18毫秒、600℃操作SMR反应所需的燃烧燃料和空气的总流速。过一会儿，所述设备升温到600℃，所述氮气减少到零。
如果空气和氢气混合物没有在室温下点燃，那么所述微通道交换器体系就可用来加热所述ICR反应体系，直到它们被点燃。通常，所述燃烧侧面在室温－60℃燃烧。点燃后，设置所述微通道交换器，以保持ICR反应体系所需的入口温度。另外，在本试验中，尽管空气没有与燃料一起通过燃料进入管道输入，但是这可有助于燃烧转化。
当所述SMR侧面达到约400℃时，流体总速率的15％的氢在SMR试剂侧面上开启，对应于6：1的流体/碳之比，接触时间为18毫秒。这是约380sccm。在1分钟内，启动SMR侧面上的水泵，使其流体流速为2毫升/分钟（对应于6：1流体/碳之比和18毫秒接触时间的初始加工条件）。当氢和水输入速度增加时，SMR侧面上的氮气流速相应地下降，以保持全部流体的接触时间为18毫秒。
所述设备通过如前述改变所述燃烧侧面上的流速连续加热到600℃。当所述设备达到600℃时，POx催化剂需要还原。这可通过仅使所述ICR反应体系的POx区域维持在所需的600℃来完成。随着纯氢气的输入，当所述空气与氢 气在POx催化剂的下游结合，并燃烧提供还原热量（但没有干涉燃烧）时催化剂被还原。
然后，通过下列顺序的活动来引发SMR反应（所述活动都能在1分钟内完成）：打开SMR甲烷，以在18毫秒的条件下达到6：1的流体/碳之比，接着关闭SMR侧面上的氮气，然后关闭氢气，且不再使用直到关闭所述ICR反应体系。
引发SMR反应使ICR反应体系冷却，所以提高了所述燃烧流量，直到ICR反应体系的反应部分稳定在600℃（＋40℃，－0℃）。在该段时间过程中，通过所述初级空气进入管道和燃料管道关掉在所述燃烧侧面上的氮气。接着，所述设备加热到860℃，在该温度点上，所述流体/碳之比变成3：1，接触时间变成12毫秒。改变流过初级空气管道的空气以及流过燃料管道的燃料的流速，以保持温度。接着，使用外部安装的加热器来使所述ICR反应体系保持在860℃，同时所述氢燃料逐渐减少，直到关掉。然后，通过所述燃料入口将烃和空气输入到所述燃烧侧面。当将烃/氧气之比保持在2：1时，提高这些流体的温度，直到不再需要陶瓷加热器提供热量来保持温度，在该温度点关闭所述陶瓷加热器。
现在改变所述燃烧侧面流量，以使所述反应部分保持所需的操作温度。使所述流体/碳之比和接触时间改变到所需的实验条件。当所述流体/碳之比和接触时间变化时，SMR侧面上的热负荷就上升，且所述燃烧侧面流量就上升，以保持所需的反应器温度。开大燃烧侧面流量的程序是首先将所述燃烧初级空气提高到所需的流速，以保持所需的过量空气，然后开大烃流速和相同比例的燃料空气。
对于所述设备，在将所述流体/碳之比降低到3：1或者低于流动途径计划所需的比例之前，ICR反应部分的温度加热到至少800℃。在从启动条件转变到工作条件的过程中，改变SMR加工侧面上的条件的程序是在提高SMR加工烃流速之前提高水流速（即达到更高的流体/碳之比，然后返回到所需的流体/碳之比）。
关闭程序与所述启动程序相反。紧急关闭程序与前述相同。
控制策略
在启动、工作和关闭所述ICR反应体系过程中可执行几种控制策略。这些控制策略的前三个与前述相同。
第四，当开启SMR试剂，关闭SMR氮气时，在启动过程中，使用氮气模仿进入SMR过程的总流速可降低温度震动幅度。所述ICR反应体系的小尺寸和其快速相应是重要的，因为所述微通道结构使其易受突然和潜在地有害温度变化的影响。
第五，当燃烧侧面流动提高时，所述空气在燃料之前开大，以防止立即进入富含燃料的区域，其中所述燃烧的化学组成可发生变化，并沿着所述ICR反应体系改变温度曲线。
第六，当SMR加工侧面流动提高时，总是形成所述变化，这样就能在端点流体/碳之比前达到更高的流体/碳之比。例如，如果提高水和烃的流量的话，那么就首先提高所述水，然后提高所述烃。
第七，使用围绕所述ICR反应体系的反应部分的外部陶瓷加热器可使所述设备用纯氢作为燃烧燃料来启动，然后再安全和有效地变成输入烃燃料。这样在它们进入所述ICR反应体系的燃烧区域之前，就不会进入氢或甲烷在空气中的可能爆炸浓度区域。
焊接的ICR-N3
安装/启动
N3的安装和操作与N2的程序相同，但是有下述不同点：
1.在SMR加工侧面上，所述体系在290psig条件下加压测试，在所述燃烧侧面上，所述体系在70psig条件下加压测试。
2.SMR加工入口预热到280－340℃。
3.燃烧侧面初级空气入口预热到140－160℃。
4.燃烧侧面燃烧入口预热到50－70℃。
5.尽管N3的操作方法与N2相同，但是用于点燃的流速是不同的。氮气通过初级空气入口以3.0SLPM输入到所述燃烧侧面，同时关闭所述燃料氮气。所述燃料氢气为200sccm，初级空气为4.0SLPM，它对应于750％的过量空气。 点燃发生在200℃，且由于使用了陶瓷外壳加热器减少了加热时间。点燃后，N3继续以与N2相同的方法启动。
6.N3并不包含ICR反应体系的POx部分，因此，所述POx部分没有还原。更适合的是，当所述设备达到600℃时，然后如N2实施例所述启动SMR反应。
7.在SMR加工侧面出口的工作压力为185－195psig。
8.当所述ICR反应体系达到600℃时，以4.5：1的流体/碳之比和18毫秒的条件下启动所述SMR反应。
控制策略
N3的控制策略与焊接的ICR N2所述的程序相同，不同的是：
1.使用过量空气作为可变量，以使氢气在燃烧侧面点燃。尽管在氢气点燃过程中通常使用5％过量空气，但是该可变量可变成750％过量空气，以用于N3的点燃。
结果
在两根燃烧通道和一根重整通道之间安装同向流动样式。在重整通道中形成随流体流过的设计，以通过使通道中的试剂流体在窄缝隙（约0.2毫米）中流动来提供低的压力降，所述窄缝隙位于固体通道壁和一层多孔设计的催化剂之间，所述催化剂与热传递表面（燃烧和重整通道之间的固体金属）紧密地热接触。在燃烧通道中使用两种不同的设计，一种用于甲烷直接燃烧，另一种用于部分氧化甲烷，然后甲烷、一氧化碳和氢气燃烧。U形弯管设计成使燃烧废气通道和重整产物通道分别与燃烧燃料和空气通道以及重整试剂通道连接。回流装置直接整合到反应器中，以平衡五种流体之间的热分布，所述五种流体包括重整试剂、产物、燃烧空气、燃料和废气流。重整和燃料流体沿着回路流动试验流动。重整试剂流出到所述回路的外部，所述回路具有位于所述固化通道壁的一个侧面上的多孔设计催化剂，并在相邻的没有催化剂的产物通道中返回。所述燃烧燃料金属所述第二M的外侧面，在那里空气从空气通道喷射入所述燃烧通道，所述空气通道位于燃料通道和废气通道之间，所述热量传递到相 邻的重整试剂通道。所述废气流离开所述第二M的中央。这种整合的设备是两个相邻两流回路的两个半部分的组合。该整合的反应测试结果说明该设想可放大到商业用途。
启动1
反应器稳定在850℃之后，开启外部陶瓷加热器，以保持反应器的温度，同时逐渐减少燃烧氢气，直到将其关掉。将甲烷送入燃烧燃料通道，并逐渐提高其流量，同时逐渐将所述外部陶瓷加热器关小，以保持反应器温度。在使反应器稳定之后，关掉陶瓷加热器时，将重整和燃烧侧面调整到目标条件。
启动2
在600℃还原POx催化剂1小时后，关掉燃烧氢气，以使所述反应器温度下降到400℃，然后开启外部陶瓷加热器，以保持所述反应器温度。当所述反应器温度为400℃时，将燃烧燃料和空气送入到燃烧通道中，以将燃烧器加热到600℃。在加热过程中关掉陶瓷加热器。重整侧面和燃烧侧面都稳定在600℃后，将水和氢气（15％的蒸汽体积）送入重整侧面，同时保持惰性气体流量。一旦水流动稳定，就马上打开甲烷，同时关掉氢气和惰性气体，以在重整侧面保持6：1的流体/碳之比和19毫米的接触时间。然后，通过提高燃烧侧面中的氢气和空气流速将所述重整侧面加热到850℃。接着，通过保持恒定的反应器温度，将重整侧面中的水和甲烷流体调节到目标条件，保持恒定的反应器温度可通过调节燃烧燃料和空气流量来完成。
对于焊接的ICR N2和N3的结果和讨论
实施例
焊接的ICR-N2设计成能测试部分氧化己烷（POx），然后燃烧甲烷的效率。这可通过溶液涂覆具有POx催化剂的100ppi金属泡沫材料来完成。N2操作总共606小时，这些结果列在表3和4中。对于该试验的约40小时，天然气可用在加工和燃烧侧面，且没有改变其性能。总得来说，所述设计对于POx然后燃烧具有良好的性能。
N2也能顺利地描述简化的启动程序。开始时，设备可用氢气加热，以预热所述设备（或者，所述设备可用外部加热器加热）。在以安全的方式从燃料管道中的氢气燃料换成POx燃料混合物的过程中，所述设备可预先冷却。可以预期，所述设备不会冷却到低于400℃。该启动程序通过将所述反应器加热到375－400℃之间进行试验，并启动POx输入。由于所述POx催化剂能非常好地引发，所以用这种方法加热没有问题。启动POx输入之后的整个启动程序与用纯氢气启动SMR非常相似。该试验重复两次，可以观察到相同的结果。
表3.焊接的ICR N2（POx帮助的燃烧）结果


*：热损失，它包括试剂从入口温度转变到反应温度的焓，产物从反应温度转变到入口温度的焓，以及SMR和燃烧侧面的等温反应的焓。
a：体积是SMR通道体积、燃料通道体积和SMR和燃料通道之间金属体积的总和。
c、d：只包括在反应温度的等温反应热。
E：体积是反应器芯体积。
F：体积是反应室体积。
表4.N2的温度曲线
位置1234SMR试剂CH4CH4CH4NGSMR的S：C4.84.833SMR CT4.34.366ICR燃料CH4CH4CH4NGICR CH4转化率/％96.292.198.397.7TC22（高于SMR区域2”）℃789780799798TC23（高于SMR区域0.5”）℃778768779780TC24（7”SMR区域的0.18”）℃857844857855TC25（7”SMR区域的0.79”）℃836823836838TC27（7”SMR区域的2.25”）℃847827837837TC28（7”SMR区域的2.97”）℃848825848850TC29（7”SMR区域的3.57”）℃849825849854TC31（7”SMR区域的4.94”）℃865838870875TC32（7”SMR区域的6.34”）℃877848884891TC47（低于SMR区域0.02”）℃862833871877ICR的U形弯管气体T/℃869840878884产物U形弯管气体T/℃857827865871
实施例
通过在所述燃烧区域的壁上放置浆料修补基面涂层，焊接的ICR N3设计成能测试CH4燃烧效率；这种设备可在没有POx的条件下工作。当所述SMR侧面以3：1的流体/碳和6毫秒接触时间运行时，所述CH4转化率大于95％。N3的结果列在表5和6中。
表5焊接的ICR N3（直接CH4燃烧）结果


*：热损失，它包括试剂从入口温度转变到反应温度的焓，产物从反应温度转变到入口温度的焓，以及SMR和燃烧侧面的等温反应的焓。
a：体积是SMR通道体积、燃料通道体积和SMR和燃料通道之间金属体积的总和。
c、d：只包括在反应温度的等温反应热。
E：体积是反应器芯体积。
F：体积是反应室体积。
表6：N3的温度曲线
SMR试剂CH4CH4NGSMR的S：C3.033.032.98SMR CT6.06.05.9ICR燃料CH4NGNGICR CH4转化率/％96.896.8100TC22（高于SMR区域2”）℃686694693TC23（高于SMR区域0.5”）℃734745744TC24（7”SMR区域的0.06”）℃724726720TC25（7”SMR区域的0.32”）℃808821817TC26（7”SMR区域的0.95”）℃827838840TC27（7”SMR区域的1.37”）℃815826830TC28（7”SMR区域的2.22”）℃804814819TC29（7”SMR区域的2.94”）℃826836843TC31（7”SMR区域的4.34”）℃809793791TC32（7”SMR区域的4.91”）℃833816818TC32（7”SMR区域的6.31”）℃834815816ICR的U形弯管气体T/℃884848847产物U形弯管气体T/℃827812814
评价N3的内部5股流体交换器的性能，对应的数据如表7－9所示。所述热交换器通量如下计算：冷流体获得的热量相加，然后除以热交换器芯体积。
对于交换器的能量平衡如下计算：冷流体获得的热量相加，然后除以热流体的热损失。
停留时间根据平均测量温度和所述热交换器中的流体压力计算，其单位为毫秒（ms）。每根交换器微通道中的停留时间如下计算：对于具体流体的总微通道内部体积除以实际体积流速。对于各种流体来说，所述体积流速是在入口 和出口条件下的平均值。
离开热交换器的热端的流体温度不能直接测量，因为这是整体性反应器。因此，将热电偶放入热交换器的热端附近的金属网状物，该温度用来评价离开所述热交换器的冷流体（空气、燃料和试剂）的温度。流向热交换器的热端的产物和废气入口温度估计为约20℃，小于测得的各个流体的U形弯管气体温度。
就对应于表5第二数据栏的条件来说，焊接的ICR N3的热交换器通量为14.2W/cm3，且热交换器热损失小于10％。由冷流体获得的热量和由热流体损失的热量分别约为255W和265W。内部热交换器体积为17.95厘米3。
计算Interstream Planar Heat Transfer Area Percent（IPHTAP）参数。该参数定义为特定面积（热量通过该面积随着不同的流体传递到相邻的通道）与通道中的总表面之比。所述总表面积不包括肋状物、鳍状物、不与另一根包含流体的通道相邻的表面积、表面积增强器（enhancer）（如果有的话）。
表7：N3整合的热交换器温度
 单位 空气进入的T℃157燃料进入的T℃66空气出去的T℃745燃料出去的T℃745废气进入的T℃828废气出去的T℃339试剂出去的T℃745试剂进入的T℃339产物进入的T℃792产物出去的T℃346
表8：N3整合的热交换器流速
 流速（SLPM）空气流速9.58燃料流速0.958试剂CH4流速2.18试剂水流速5.3SMR产物流速9.15废气流速10.54
表9：N3整合的热交换器性能
 停留时间（毫秒）IPHTAP（％）空气流体3.986燃料流体49.194试剂流体24.597产物流体26.846废气流体3.642
焊接的ICR-M1
安装/启动
微通道ICR反应体系包含一系列整合的交换器，以预热加工试剂、燃烧空气和燃烧燃料。所述整合的交换器也可冷却所述加工产物和燃烧废气。进入所述设备的流体可以是环境条件的，或者具有稍高的温度。任选使用一系列微通道交换器来给所述流体提供额外的预热。
所述加工试剂使用上述微通道交换系统预热到大约275－300℃，且燃烧空气预热到150－170℃
燃烧燃料是纯氢气，以启动所述设备。选择纯氢气作为启动燃料，以避免 所述设备中的任何焦化可能性，但是所述设备也可用混合物中一些数量的烃燃料启动。所述燃料不在所述设备的外部预热。或者，所述燃料用微通道交换器或常规热交换器预热。在微通道ICR反应体系的入口测得的燃料入口温度通常是100－125℃。
使用K型热电偶测量所有的入口和出口流体温度，所述K型热电偶放在连接到所述ICR反应体系的管中，它离开ICR反应体系上的整合热交换器的入口或出口约5－10厘米。压力传感器加热到各个入口和出口流体的相同位置。
设备的安装是将5种Inconel600Swagelock管连接到所述ICR反应体系上的合适焊接管稍头。热电偶沿着所述交换部分和反应部分的长度安装在所述ICR反应体系的外表面上。另外，几个0.02英寸的热电偶插入所述热井（well）中，所述热井安装在所述反应器和回热器部分中。
试剂进料Brooks5850e和5815e系列质量流控制器、Omega FMA-A23型质量流量计、NoShok压力传感器1001501127和1003001127型、Omega关闭延迟控制器CNI1653-C24型、Swagelok可变压力安全阀、热传导检测器气相色谱、NOVA300型CLD化学发光NO/NOx分析仪等可进行校准，并验证都能正确使用。根据基准校准器（Dry-Cal DC-2M Primary Flow Calibrator，它能进行校准，并由BIOS International认证）校准流速。压力传感器使用Fluke压力校准器7181006型（装有Fluke700P07或700P06压力模块，它能进行校准，并由Fluke认证）校准。所述气相色谱和NO/NOx分析仪根据混合的标准气体（由Praxair Distribution Inc.认证）校准。
所述ICR反应体系通过先将静态压力施加到SMR试剂管线上加压测试，同时塞上所述SMR产物管线。施加的压力是200psig，它是用氮气流体产生的。所述压力留在所述设备的该侧面上。同时，所述燃烧侧面加压到75psig，同时所述SMR侧面是在压力下的。在加压测试过程中，所述燃烧侧面压力不超过所述SMR侧面压力，以保持所述设备的机械整体性。
在15分钟内的泄漏率不超过0.5psig，然后所述ICR反应体系准备好进行工作。
所述SMR和燃烧侧面的催化剂还原如下引发：首先使氮气和氢气流到所述SMR和ICR试剂入口。典型的SMR侧面流速为2.5SLPM氮气和0.25SLPM 氢气，同时ICR侧面流速为3.0SLPM氮气和0.3SLPM氢气（所有流体都是10％氢气，平衡量的氮气）。所述ICR侧面流体通过燃料入口进入，且没有流体就能倒入初级空气入口管道中。接着，使用所述微通道交换器将进入所述ICR反应体系的气体预热到120－150℃，并保持该温度1小时，且不超过该范围。所述ICR反应体系加热速率为2.5－5℃/分钟。SMR和ICR反应过程中的接触时间分别为19和17毫秒。在还原过程中，所述接触时间通常不超过20毫秒。
在1小时催化剂还原过程后，停止所述SMR加工侧面和ICR燃烧侧面上的氢气。氮气保持以约3.0SLPM的速率在所述SMR侧面上流动。氮气的流速约等于SMR加工试剂的总流速，其对应于18毫秒的接触时间。所述18毫秒接触时间是加工试剂的第一流速，由所述氮气流速的等价值设定，当从由启动过程中的纯氮气变到ICR反应体系的操作时，在ICR反应体系中的温度曲线分布变化更小。ICR侧面上的氮气保持在约2.0SLPM。
接下来，以10－15psig/分钟的速率，将所述SMR侧面的加压到系统工作压力，175－185psig出口压力。当氮气在所述SMR侧面上以18毫秒的接触时间流动时，改变所述燃料流体流速，以将所述设备加热到600℃。启动控制对于均匀加热所述设备和控制加热速率（如前述不超过5℃/分钟）是重要的。通过改变氢气和空气的流速，同时使它们保持在1：2.5的比例（这对应于5％过量空气）来完成控制。燃料和空气流速的提高分别由燃料氮气入口管道和初级空气入口管道中氮气流速的下降弥补，以使所述ICR反应体系的燃烧侧面保持恒定的流速。重要的是，在启动过程中使所述燃烧侧面的总流速保持大致相等，以形成均匀的热分布。如果所述燃烧流体流速下降50％或更多，那么所述催化剂部分的前面就要比所述催化剂部分的末端热很多（±60℃或更高）。如果所述燃烧流体的流速提高50％或更多，那么所述催化剂部分的末端就要比所述催化剂部分的前端热很多（±60℃或更高）。在这两种情况下，所述设备可不保持均匀加热，且加热速率可超过指定的5℃/分钟。
为了启动ICR燃烧侧面加热，如上述，通过初级空气进入管道输入空气，通过燃料进入管道输入氢气，同时也使氮气通过初级空气管道和燃料进入管道连续流入所述系统。所述空气和氢气的初始流速为驱动接触时间为18毫秒、流体/碳之比为6：1的SMR反应所需能量的大约20％，它是所述SMR加工试 剂能启动的第一点。前后相差1分钟内提高所述空气和氢气流速来改变所述流体，同时使它们之比维持在5%过量空气，减少输入燃料和初级空气管道的氮气，以保持恒定的总流速。所述恒定的总流速约等于在18毫秒、600℃操作SMR反应所需的燃烧燃料和空气的总流速。过一会儿，所述设备升温到600℃，所述氮气减少到零。
如果空气和氢气混合物没有在室温下点燃，那么所述微通道交换器体系就可用来加热所述ICR反应体系，直到它们被点燃。通常，所述燃烧侧面在还原温度（120－150℃）点燃。点燃后，设置所述微通道交换器，以保持ICR反应体系所需的入口温度。另外，在本试验中，尽管空气没有与燃料一起通过燃料进入管道输入，但是这可有助于燃烧转化。
当所述SMR侧面达到约400℃时，流体总速率的15％的氢在SMR试剂侧面上开启，对应于6：1的流体/碳之比，接触时间为18毫秒。这是约400sccm。在1分钟内，启动SMR侧面上的水泵，使其流体流速对应于6：1流体/碳之比和18毫秒接触时间（2毫升/分）。当氢和水输入速度增加时，SMR侧面上的氮气流速相应地下降，以保持全部流体的接触时间为18毫秒。
所述设备通过如前述改变所述燃烧侧面上的流速连续加热到600℃。当所述设备达到600℃时，增加所述燃烧流量，以准备引发所述SMR反应和相应的受热器。所述流量提高到约500sccm H2流过所述燃料进入管道，1.3SLPM空气流过所述初级空气进入管道，这是所述SMR加工侧面所需热负荷的约50％。另外，也流过所述初级空气进入管道的氮气也减少到约500sccm，燃料氮气减少到500sccm。在1分钟内，开启所述SMR甲烷，以匹配6：1的流体/碳之比和18毫秒的接触时间。首先关掉所述SMR侧面上的氮气，然后关掉氢气，并且直到关闭ICR反应体系也不再使用。
提高所述燃料流体，直到ICR反应体系的反应部分稳定在600℃（＋40℃，－0℃）。在该段时间过程中，关掉在所述燃烧侧面上通过所述初级空气进入管道和燃料管道的氮气。接着，所述设备加热到反应部分所需的工作温度。将所述流体/碳之比和接触时间改变到所需的实验条件。当流体/碳之比和接触时间变化时，所述SMR侧面上的热负荷就会上升，就会提高所述燃烧侧面流量，以保持所需的反应温度。使燃烧侧面流量开大的程序是先空气，然后燃料，而 关小燃烧侧面流量的程序是先燃料，然后空气。
对于所述设备，在将所述流体/碳之比降低到3：1或者更低之前，ICR反应部分的温度加热到至少800℃。在从启动条件转变到工作条件的过程中，改变SMR加工侧面上的条件的程序是在提高SMR加工烃流速之前提高水流速（即达到更高的流体/碳之比，然后返回到所需的流体/碳之比）。
另外，在该时间段中或更早的时候，可将烃输入到燃烧燃料中，同时相应地校准空气流速，以保持适当的燃料/空气之比。该方法的程序是首先将所述燃烧初级空气提高到保持所需过量空气之比所述的流速，然后启动烃流速，降低氢流速，且由于有烃流速所以能量输出相同。
关闭程序与所述启动程序相反。紧急关闭程序与前述相同。
结果
焊接的ICR-M1在宽的加工条件范围内进行测试，包括12－20巴平均SMR压力、4－18SMR接触时间（900000－200000小时-1GHSV）、流体/碳之比为6：1至1.25：1、得到800－850℃的平衡转化率和选择性性能。使用氢气燃料、包含5－10％CH4或天然气和8％CO2的氢气/烃燃料混合物评价所述燃烧性能。另外，评价使用5－50％过量空气的燃烧性能。所述M1反应器连续工作300小时，且性能没有下降。
热电偶套管插入所述金属网状物内的周围金属1毫米深来测量网状物温度，所述金属网状物位于所述SMR和燃烧流体之间。图32描述了热电偶位置和对应于840℃SMR平衡选择性和转化率以及6毫秒SMR接触时间条件下测得的典型温度曲线。所述温度曲线在所述设备的中央出现峰，然后沿着所述反应器长度下降。
使用焊接的设备M1测得的一些详细结果列在表10中。如表所示，评价了1.25：1这样低的流体/碳之比，令人吃惊地是，所述设备并没有产生可见数量的焦炭。操作所述设备直到20巴的绝对压力，并用燃烧燃料流体中的甲烷（最高到10％）评价。请注意，即使使用化学计量的燃烧混合物，沿着整个反应区域金属温度保持在低于950℃。令人吃惊地是，即使最大反应温度上升到925℃，燃烧废气中NOx值也不超过5ppm。
图33描述了SMR条件类型的简化图，在该条件范围内，在300小时的连续操作过程中测试焊接设备M1。在全部300小时的操作过程中，没有证据显示SMR钝化。图34描述了对于最初200小时的燃烧性能数据。请注意，来自微通道催化燃烧的高转化率和低NOx含量一向如此。在燃烧产物中存在一些CO说明，有些部分的燃烧发生在气相中（没有催化剂）。也应该注意，一不留心忽略所述流动稳定多孔插入物（它来自一根燃料通道），可使焊接设备M1中两根通道之间的燃料分布混乱。这与对于5％总过量空气观察到的燃烧氢气的部分转化一致（一根通道流过燃料富集流体，另一根流过含少量燃料的流体，从而造成了一根通道中包含不能燃烧的燃料，另一根包含空气），使用25－50％过量空气观察到了全部燃烧转化。
焊接的ICR设备M1和M2（以及实施例2的焊接ICR设备）都包括位于各根燃料通道中的多孔流动稳定插入物，它刚好位于所述空气注入的第一点的上游。这些多孔插入物由0.7毫米厚、13毫米长（流动方向）和约5毫米宽的矩形FeCrAlloy泡沫材料（每英寸约95孔）制备。
所述流动稳定插入物可防止燃烧流体不稳定。燃烧流体不稳定的一个例子发生在氢气燃烧的过程中，在那时火焰可从空气和燃料混合的点转移到燃烧管道中非常上游的点，这是因为氢气火焰具有较高的火焰速度。另外，因为燃料体积流速通常远小于空气体积流速，所以空气就有可能向上游移到燃料通道的一个侧面上，并在燃料通道中燃料，而燃烧产物向下游移到相同通道的一个侧面上。这可引起热量以没有控制的形式加入到所需位置的上游。当空气和燃料流体没有稀释时，这种不稳定性更可能发生，在它们第一次混合的地方形成局部化学计量的混合物。因此，需要稳定刚好在燃料和空气混合的第一点上游的燃烧流体。通过在刚好混合空气之前使所述燃料流体分布在整个燃料通道中，所述流动稳定插入物防止这种不需要的燃烧行为，提高所述燃料的局部速率，提供高表面积和小直径通道，以熄灭能传播燃烧的中间产物（即自由基（free radical）的燃烧火焰。本领域的普通技术人员可将这种流动稳定功能部件（feature）制造成任何不同的形式。
在实施例1的粘结的ICR设备中，所述燃烧流动稳定功能可如下提供，即使所述燃料通道变窄到0.25毫米，直到刚好到空气注入的第一点的上游部位， 在那里所述通道变宽到全部0.66毫米高。所述窄燃料通道位于与所述壁刚好相邻的位置，在所述壁中有所述空气喷射孔。所述燃料通道在单一步骤中变宽，从含空气喷射孔的壁上变化，在相对所述空气喷射孔的壁上有效地切入0.41毫米深。
实施例1的粘结ICR设备中窄燃料通道以与所述焊接ICR设备M1的流动稳定插入物相同的方式提供了燃烧流动稳定。具体地说，所述窄燃料通道提高了所述燃料的局部速率，提供了小的直径通道，以熄灭能传播燃烧火焰的中间产物（即自由基（free radical）的燃烧火焰。也可使用多个平行窄通道来提供相同的功能。
通过由微通道中的流体提供的优良热传递，可使微通道中的燃烧和催化燃烧变得容易，从而可使用更易燃的混合物（即接近化学计量或低过量空气），在所述燃烧反应区域的刚好上游位置连续预热燃烧试剂。微通道燃烧的两种特性（使用接近化学计量的混合物和连续预热试剂）对于燃烧的更难燃烧燃料（如甲烷）的催化燃烧具有稳定和促进作用。因此，燃烧或催化燃料可在微通道中以比常规技术短很多的接触时间进行，以强化紧凑反应器中的热传递。
关闭后，仔细切开实施例X（1）设备和焊接ICR设备M1，以寻找碳沉积物。尽管在常规SMR反应器中已知容易焦化的条件下操作，在燃烧通道中没有形成碳（焦炭），在加工（SMR）催化剂上和在实施例X（1）的设备以及焊接ICR设备M1的加工通道中形成了少量的焦炭。事实上，除了上游大约1英寸左右的部位外，所述催化剂完全没有焦化，所述U形弯管区域也一样，不管有几个明显的死流区域。可以认为，许多自由基中间产物（它们起由烃形成焦炭的作用）通过使所述壁接近气流来基本上“熄灭”，这非常象均相燃烧反应通过将燃烧壁直径减少到给定值来熄灭。
测试约150小时后，所述温度下降到约600℃，所述SMR压力和负载除去8小时，改变一些示范设备，以研究更高的压力操作和更短的接触时间。令人吃惊的是，在该改变后，当重新施加SMR负载，且压力提高到20巴时，所述SMR接近平衡，从－60℃变到约－35℃（比较表10中的第二和第三栏），可以认为此压力循环可能造成壁和催化剂之间更好的接触，因为所述变化是由燃烧热量（它被SMR反应吸收）分数的明显增加来完成的。图35描述了加压循 环之前的SMR性能数据，图36－37描述了压力循环之后的SMR性能。
表10来自焊接ICR设备M1的操作结果



a：估计燃烧接触时间，假定所有的燃料和空气通过整个燃料通道，并且燃烧仅发生在U形弯管的上游区域。
b：天然气，其大致组成为95.8％甲烷、2.3％乙烷、0.3％丙烷、0.1％丁烷、1.5％惰性气体。
c：在反应区域的最后四分之一部分的平均金属温度。
d：等温反应热的绝对比值（在估计的反应温度），以测得的转化率和流速计算。
对于干产物离开流体测量来说有一些误差，这是因为在干测试仪校准中有一些变化，可以考虑是由于在测试仪中有积累的水。这（与质量流体控制器和GC校准器中少量误差）造成了碳平衡量误差范围为±12％。
焊接的ICR-M2
安装/启动
M2的安装与M1的程序相同，但有下述不同：
在SMR加工侧面上为300psig以及在燃烧侧面上为60psig条件下加压测试所述系统。
所述SMR加工入口加热到230－300℃。
所述燃烧初级空气入口开始预热到150－170℃，但在约25小时的生产时间中，没有使用预热，将初级空气入口温度降低到30－400℃，且没有明显改变燃烧侧面或SMR加工侧面的性能。
所述燃烧侧面燃料入口预热到60－95℃。
所述燃烧侧面催化剂没有还原。可在没有还原条件下使用，并在约50℃点燃。
使用富含燃料的条件点燃所述燃烧侧面，它可进行测试，以决定是富含燃料或含少量燃料的燃烧试剂是否输入以提供更好的启动控制。所述燃烧流体可以下述方式引发，以得到适于SMR催化剂还原的温度。所述SMR催化剂还原温度约为120－150℃。所述ICR反应体系使用整合的反应器燃烧部分预热。所 述方法通过将SMR侧面氮气流速提高到2.5SLPM，将氢气流速提高到250sccm来启动。在所述ICR反应体系加热过程中，以及在对于SMR的1小时还原时间中，留下氮气和10％的氢气。这对应于19毫米的接触时间，所述接触时间在还原过程中不超过20毫米。然后，通过初级空气入口，约1.0SLPM，以及通过燃料入口管道以约500sccm将氮气输入到燃烧侧面。接着，所述空气与初级空气管道氮气混合，并以1.5sccm的速率输入。然后，通过所述燃烧燃料入口以600sccm的速率输入所述氢气。所述氢气在约50℃点燃。由燃烧释放的热量加热所述ICR反应体系。所述加热速率约5℃/分钟。启动控制对于合适的催化剂还原来说是重要的，从而沿着ICR反应体系中7英寸催化剂部分的长度得到接近等温（±30℃）的温度分布。通过改变氢气和空气的流速，同时将其保持在1.2：1的比例（它对应于－50％的过量空气），来达到控制目的。燃料和空气流量的上升分别由燃料和初级空气管道氮气流速的下降来弥补，以使所述ICR反应体系的燃烧侧面保持恒定流速。重要的是使启动过程中燃烧侧面中的流体流速保持大致相等，以形成均匀的温度曲线。如果燃烧流体流速下降50％或更多，那么催化剂部分的前面就要比催化剂部分的末端热很多（±60℃或更高）。如果燃烧流体的流速上升50％或更多，那么所述催化剂部分的末端就要比催化剂部分的前面热很多（±60℃或更高）。在这两种情况下，所述催化剂并没有完全还原。一旦所述ICR反应体系达到120－150℃，马上开始1小时的还原时间。1小时SMR还原时间之后，所述设备如M1所述进行加热。
在SMR加工出口，体系工作压力为160－170psig和260－270psig，并在它们之间交替变化。
结果
焊接的ICR设备M2在宽的加工条件范围内成功操作，包括12－20.5巴平均SMR压力、3.8－18毫米SMR接触时间（947000－200000小时-1GHSV）、和6：1－2：1的流体/碳之比，得到825－870℃的平衡性能。使用氢气燃料、包含5－7％CH4或天然气和8％CO2的氢气/烃燃料混合物评价燃烧性能。另外，描述了使用5－10％过量空气的燃烧性能。总之，所述反应器连续工作超过350小时，且加工性能没有下降。
焊接的ICR设备M2可设计成每通道有12个喷射孔（在焊接ICR设备M1中有9个），且最后的喷射孔只离开所述反应通道末端33毫米。相对于9个喷射孔设计而言，喷射孔数量的增加减少了观察到的燃烧空气压力降的下降。所述喷射孔也更均匀地排列在反应区域的长度上，在所述反应器中形成更均匀的温度梯度，并且在给定反应器温度条件下得到更好的SMR性能。
使用焊接ICR设备M2测试的一些详细结果列表11中。在表11中，可看到，在该反应器中，在只使用5％过量燃烧空气条件下就能基本上达到全部氢气燃烧。在干燃烧废气中的NOx含量一般低于2ppm，从而不超过5ppm。表11中的结果也包括112－116W/cc的体积通量，在焊接的ICR设备M2的工作过程中达到2：1的流体/碳，18－20.5巴的压力（平均），同时形成在830－840℃平衡的合成气。对于这些性能数据，相应的SMR空速为947000小时-1（3.8毫秒接触时间）。在更长SMR接触时间条件下的SMR性能也是优秀的，更优选为5毫秒和21巴（2：1流体/碳），在这种情况下，用平衡组成（对应于表观温度870℃）制造合成气。对于焊接的ICR设备M2，典型的温度曲线如图38所示。
对于焊接的ICR设备M2，其他性能数据如图39－42所示。所述SMR反应器作为平衡反应器进行工作，且SMR接触时间低至5毫秒，压力为13巴（图40）和20巴（图41）。对于该设备，所述平衡接近温度显示从测得的最终网状物温度开始出现分歧，而SMR接触时间下降到低于6毫秒（图40－41）。这些结果描述了在得到的高面积热通量（15－31W/cm2）中空气燃烧的分布有效性，同时避免热点（hot spot）和SMR催化剂钝化。
表11.焊接ICR设备M2的超过结果




a：估计燃烧接触时间，假定所有的燃料和空气通过整个燃料通道，并且燃烧仅发生在U形弯管的上游区域。
b：在反应区域的最后四分之一部分的平均金属温度。
c：等温反应热的绝对比值（在估计的反应温度），以测得的转化率和流速计算。