DD144788A5 - Kombiniertes verfahren zur kohleverfluessigung und-vergasung - Google Patents

Abstract

Ziel der Erfindung ist die Erhöhung der Produktion an Destillatfraktionen mit einem Siedebereich zwischen 230 und 450 0C Erfindungsgemäß wird in einer Verflüssigungszone aus einem Beschickungsschlamm, bestehend aus mineralhaltiger Beschickungskohle und einer rückgeführten Mischung aus flüssigem Kohlelösungsmittel, gelöster Kohle und mineralischem Rückstand, kohlenwasserstoffhaltiges Material aus dem mineralischen Rückstand gelost und mit Wasserstoff hydrooekrackt. Es entsteht ein Gemisch, das aus Kohlenwasserstoffgasen, gelöster flüssiger Kohle, fester gelöster Kohle und in Suspension befindlichem mineralischem Rückstand besteht« Erfindungsgemäß wird ein Teil davon direkt in die Verflüssigungszone rückgeführt, ein anderer Teil wird in den Beschicjiungsschlamm rückgeführt. Von dem restlichen Gemisch werden die wertvollen Fraktionen-abdestilliert und dar Rest einer Vergasungsstufe zugeführt zur Erzeugung von SyntIiesegas. Dieses wird in einen Wasserstoffstrom - zur Verwendung als Verfahrenswasserstoff-aufgetrennt und in einen Kohlenmonoxidstrom, welcher die Wärmeenergie für. das Verfahren liefert. ' .

Description

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Kombiniertes Verfahren zur Kohleverflüssigung und -vergasung .

Diese Erfindung betrifft einen Kombinationsprozeß mit Kohlelösungsmittelverflüssigungs- und oxydativen Vergasungszonen. Die gesamte Beschickung der Vergasungszone besteht aus einem Schlamm aus aufgelöster Kohle und schwebenden mineralischen Rückständen aus der Verflüssigungszone« In der Verflüssigungszone värd Wasserstoff verbraucht, der aus der Vergasungszone abgeleitet wird»

Anwendungsgebiet der Erfindung

Die Erfindung betrifft ein kombiniertes Verfahren zur Kohleverflüssigung und -vergasung mit mehreren Rücklaufströmen.

Als Aiisgangsmaterial werden Stein- oder Moorkohle oder auch Braunkohlenarten verwendet.

Charakteristik der bekannten technischen Lösungen

Bisher wurde über die Kombination von Kohleverflüssigung und -vergasung in einem Artikel unter dem Titel "Tbe SEC-II Process - Presented at the Third Annual International Conference on Coal Gasification and Liquefaction, University of Pittsburgh"' (Das SRC-II-Verfahren - Vorgetragen auf der Dritten internationalen Jahreskonferenz über Kohlevergasung und Verflüssigung, Universität Pittsburgh), 3.-5. August 1976 von B. K. Schniid und D. M. Jackson berichtet. Dieser Artikel zeigt eine Kombination von Kohieverflüssigungs- und -vergasungsverfahren, bei der die organischen Stoffe aus der ..Verflüssigungszone in die Vergasungszone geleitet werden, um den für das Verfahren

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erforderlichen Wasserstoff zu erzeugen. Der Artikel behandelt jedoch nur die Rückführung eines einzigen Stromes, und dieser Strom wird in den Mischtank für Beschickungsschlamm der Verflüssigungszone zurückgeführt«, Über einen anderen Rückführungsstrom wird nicht berichtet.

Ziel der Erfindung^

Ziel der Erfindung ist die Bereitstellung eines einfachen und wirtschaftlichen Verfahrens, mit dem die Ausbeute an flüssiger gelöster Kohle gesteigert werden kann.

Darlegung des Wesens der Erfindung ·

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, eine Ertragssteigerung an flüssiger gelöster Kohle durch Veränderung der Menge von Beschickungskohle und Rückführschlamm bei gleichbleibendem Feststoffgehalt in der Verflüssigungsaone zu erreichen.

Erfindungsgemäß wird Wasserstoff und ein Beschickungsschlamm der Verflüssigungszone, der aus mineralhaltiger Beschickungskohle, rückgeführtem, gelöstem flüssigem Kohlelösungsmittel, rückgeführter gelöster Kohle, die bei Zimmertemperatur fest ist, und rückgeführtem, mineralischem Rückstand besteht, in eine Kohleverflüssigungszone eingeführt, um kohlenwasserstoffhaltiges Material aus dem mineralischen Rückstand zu lösen und um das kohlenwasserstoffbaltige Material zu hydrokracken, um ein aus der Verflüssigungszone ausströmendes Gemisch zu erzeugen, das aus Kohlenwasserstoff gasen, gelöster flüssiger Kohle, fester gelöster Kohle und in Suspension befindlichem Rückstand besteht; ein Teil der genannten gelösten flüssigen Kohle, festen gelösten Kohle und des mineralischen Rückstands in den Beschickungsschlamm der Verflüssigungszone rückgeführt

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wird; ein anderer Teil der genannten festen gelösten Kohle und des mineralischen Rückstands in die Verflüssigungszone, unabhängig von dem Beschickangsschlamni der Verflüssigungszone rückgeführt wird; wobei die Verflüssigungszone einen größeren Nettoertrag auf Gewichtsbasis von gelöster flüssiger Kohle mit einem Siedebereich von 232 bis 4-54- ⁰C (450 bis 850 ⁰F) als einen Nettoertrag auf Gewichtsbasis an fester gelöster Kohle von 454 ⁰C+ (850 °F+) nach der Rückführung erzeugt; gelöste flüssige Kohle und Kohlenwasserstoffgase aus der nicht-zurückgeführten festen aufgelösten Kohle und dem mineralischen Rückstand getrennt werden, um einen Beschickungsschlamm für dio Vergaservorrichtung zu erzeugen, der im wesentlichen aus dem gesamten Nettoertrag an fester gelöster Kohle und mineralischem Rückstand der Verflüssigungszone besteht; dieser Beschickungsschlamm für die Vergaservorricbtung in eine Vergasungszone mit einer Oxydationszone eingeführt wird für die Umwandlung von kohlenwasserstoffhaltigem Material in dieser zu Synthesegas; wenigstens ein Teil des Synthesegases in einen gasförmigen, an Wasserstoff reichen Strom umgewandelt und der an Wasserstoff reiche Strom als Verfabrenswasserstoff in die Verflüssigungszone zugeführt wird; wobei die Menge an kohlenwasserstoffhaltigem Material, die der Vergasungszone zugeführt wird, ausreicht, um wenigstens den gesamten Wasserstoffbedarf der Verflüssigungszone in der Vergasungszone herstellen zu können.

Die gesamte, als Beschickung für den Kombinationsproseß vorgesehene Rohkohle wird direkt der Verflüssigungszone zugeführt, und der Vergasungszone wird im wesentlichen keine Bescbickungsrobkohle oder anderes kohlenwasserstoffhaltiges Rohmaterial direkt zugeführt. Bei der Beschickungskohle kann "es sich um Stein- oder Moorkohle oder um Braunkohlenarten handeln. Die Verflüssigungszone des erfindungsgemäßen Verfahrens kann eine endotherme Vorwärmstufe ent-

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halten, in welcher kohlenwasserstoffhaltiges Material aus dem Mineralrückstand herausgelöst wird, in Reihe mit einer exothermen Auflösungs·» oder Reaktionsstufe, in welcher das genannte gelöste kohlenwasserstoffhaltige Material hydriert und hydrogekrackt wird, um ein Gemisch zu erzeugen, das aus Kohlenwasserstoffgasen j Naphtha, gelöster flüssiger Kohle, normalerweise fester gelöster Kohle und mineralischen Rückständen besteht. Die Temperatur in der Auflösungsstufe ist höher als die maximale Temperatur im Vorwärmer, da in der Auflösungsstufe die exothermen Hydrier- und Bydrokrackreaktionen erfolgen. Aus dem Produktabtrennsystem der Verflüssigungszone werden gasförmige Kohlenwasserstoffe und flüssiges kohlenwasserstoffhaltiges Destillat gewonnen. Ξΐη Teil des verbleibenden Schlammes aus der Auflösungsstufe, der Losungsmittelflüssigkeit, normalerweise feste gelöste Kohle und schwebende mineralische Rückstände enthält, kann rückgeführt werden, und der Rest wird in Luft- und Vakuumdestillationstürme geleitet. Nach der Erfindung erfolgt die Rückführung in mehreren Strömen, Alle normalerweise flüssigen und gasförmigen Produkte werden oben von den Destillationstürmen abgenommen und sind daher mineralfrei. Die nichtrückgeführten Bodensätze aus den Vakuumtürmen (VTB) enthalten den gesamten Nettoertrag an normalerweise fester gelöster Kohle und mineralischen Rückständen aus der Verflüssigungszone.

Normalerweise flüssiges gelöstes Kohleprodukt mit einem Siedebereich zwischen 232 und 454 ⁰G (450 bis 85Ο ⁰P) wird nachstehend mit den Begriffen "Destillatflüssigkeit'¹ und "flüssige Kohle" bezeichnet, wobei-beide Begriffe aufgelöste Kohle bezeichnen, die normalerweise bei Zimmertemperatur flüssig ist, einschließlich Verfahrenslösungsmittel. Nichtrückgeführter VTB-Schlamm enthält den gesamten Nettoertrag an anorganischen mineralischen Substanzen und unge-3,östem organischem Material (UOM) aus der Rohkohle, die

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bier zusammen als "mineralischer Rückstand" oder "mineralische Rückstände" bezeichnet werden. Der Betrag an UOM ist immer geringer als 10 oder 15 Gew.-% der Beschickungskohle. Der VTB-Schlamm enthält auch den gesamten Nettoertrag an gelöster Kohle von 454 C+ (850 F+) aus der Verflüssigungszone. Die gelöste Kohle von 454 ⁰C+ (850 ⁰P+) ist normalerweise bei Zimmertemperatur fest und wird hier als "normalerweise feste gelöste Kohle" bezeichnet. Nichtrückgeführter VTB-Schlamm wird vollständig und ohne jedes Filtern oder jeden anderen Schritt zur Trennung von Peststoffen und Flüssigkeit und ohne Verkokung oder einen anderen Schritt zur Zerstörung des Schlammes einer partiellen Oxydationsvergasungszone zugeführt, die einen Beschikkungsschlamm zur Umwandlung in Synthesegas aufnehmen kann, das ein Gemisch aus Kohlenmonoxid und Wasserstoff ist. Der Schlamm ist die einzige kohlenstoffhaltige Beschickung, die der Vergasungszone zugeführt wird. Bs ist eine Sauerstoff anlage vorhanden, um Stickstoff aus der Luft zu entfernen, die der Vergasungsanlage zugeführt wird, so daß das erzeugte Synthesegas im wesentlichen stickstofffrei ist,

Wenigstens ein Teil des Synthesegases wird einer Konvertierung zur Umwandlung in Wasserstoff und Kohlendioxid unterzogen. Das Kohlendioxid wird dann zusammen mit Schwefel' wasserstoff in ein Sauergas-Beseitigungssystem abgezogen. Im wesentlichen der gesamte, auf diese Weise erzeugte wasserstoffreiche Gasstrom wird als Prozeßwasserstoff in der Verflüssigungszone eingesetzt. Wasserstoff kann auch dadurch aus dem Synthesegas gewonnen werden, daß man das Synthesegas durch eine Kälte- oder Ädsorptionseinheit leitet, um einen wasserstoffreichen Strom von einem an Kohlenmonoxid reichen Strom zu trennen. Der wasserstoffreiche Strom wird als Prozeßwasserstoff verwendet, und der an Kohlenmonoxid reiche Strom, kann als Verfahrens-

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brennstoff verwendet werden.

Die Verweilzeit und andere in der Auflösungsstufe der Verflüssigungszone herrschende Bedingungen regulieren die dort stattfindenden Hydrier- und Hydrokrackreaktionene Gemäß der vorliegenden Erfindung werden diese Bedingungen so festgelegt, daß der Ertrag an Destillatflüssigkeit auf der Grundlage von trockener Beschickungskohle von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰P), dem bevorzugten Produkt, größer ist als der Ertrag an normalerweise fester gelöster Kohle auf der Grundlage von trockener Beschickungskohle von 454 ⁰C -l· (850 ⁰F +) und vorzugsweise wenigstens 35» 40 oder 50 Gew.-% größer ist« Die Figuren 1 und 2, die unten behandelt werden, aeigen, daß das Kombinationsverfahren dieser Erfindung am effektivsten ausgeführt wird, wenn man Verfahrensbedingungen in dem gezeigten Bereich anwendet, wodurch ein hoher Ertrag an flüssiger Kohle im Vergleich zum Ertrag an normalerweise fester gelöster Kohle gewährleistet ist. . ;

Es wird unten gezeigt, daß in dem erfindungsgemäßen Kombinationsverfahren durch eine verhältnismäßig geringe Ver-^ weilzeit in der Auflösungsstufe (d« h*, geringe Größe der Auflösungsstufe) und durch einen verhältnismäßig geringen Wasserstoffverbrauch ein Produkt hergestellt .wird, bei welchem der Ertrag an Destillatflüssigkeit vorteilhaft über dem Ertrag an normalerweise fester gelöster Kohle liegt, vorzugsweise m 35, 40 oder 50 Gew,-% oder mehr, während bei einer größeren Auflösungsstufe und durch höheren Wasserst off verbrauch ein Produkt mit einem verhältnismäßig geringeren Anteil an Destillatflüssigkeit gegenüber der normalerweise festen gelösten Kohle hergestellt wird· Man hätte erwartet, daß ein höherer Anteil an flüssiger Kohle im Vergleich zur normalerweise festen aufgelösten Kohle eine verhältnismäßig große Auflösungsstufe und einen ver-

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hältnismäßig hohen Wasserstoffverbrauch bedingt. Es ist ein Vorteil der vorliegenden Erfindung, daß ein höherer Anteil an flüssiger Kohle im Vergleich zur normalerweise festen gelösten Kohle bei einem kleineren Vergaser erreicht wird, als er für einen geringeren Anteil an flüssiger Kohle im· Vergleich zu normalerweise fester gelöster Kohle gebraucht würde, .

Die Destillatflüssigkeitsfraktion von 232 bis 454 °C (450 bis 850 ⁰P) ist die wertvollste Fraktion des Produktes aus der Verflüssigungszone. Sie ist wertvoller als die Haphthaproduktfraktion mit niedrigerem Siedepunkt, da sie so, wie sie gewonnen wird, ein Premiumbrennstoff ist, während bei der ITaphthaproduktfraktion' eine Verbesserung durch katalytisch^ Hydrobehandlung und Reforming zur Umwandlung in Benzin, das ein Premiumbrennstoff ist, notwendig ist. Die Destillatfraktion ist wertvoller als die Fraktion an normalerweise fester gelöster Kohle mit einem höheren Siedepunkt, da die Fraktion mit dem höheren Siedepunkt bei Zimmertemperatur keine Flüssigkeit ist und mineralische Rückstände enthält.

Es wird unten gezeigt, daß fortschreitend zunehmende Anteile an Destillatflüasigkeit im Verhältnis zur normalerweise festen gelösten Kohle einhergehen mit.fortschreitenden geringer werdenden Werten an Verfahrenswasserstoffverbrauch* Der Grund für den Rückgang des Verbrauches an Wasserstoff liegt darin, daß bei dem .erfindungsgemäßen Kombinationsverfahren der Selektivitätsvorteil für die Destillatflüssigkeit gegenüber der normalerweise festen gelösten Kohle spezifisch für die Destillatflüssigkeit ist und nicht auch auf die Prodiikte mit niedrigerem Siedebereich wie Naphtha und Kohlenwasserstoffgase ausgedehnt wird. Der erhöhte Ertrag an Destilla.tflüssigkeit, der gemäß der vorliegenden Erfindung erzielt wird, ist nicht nur begleitet von einem Rückgang im Ertrag

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an normalerweise fester gelöster Kohle, sondern wird anerwarte terweise auch begleitet von einem Rückgang im Ertrag von Naphtha und gasförmigen Kohlenwasserstoffen. Es ist ein unerwartetes Merkmal der vorliegenden Erfindung, daß der Ertrag an Destillatflüssigkeit fortschreitend zunehmen kann bei gleichzeitiger Senkung der Verweilzeit, während die . Erträge an allen anderen größeren Produktfraktionen, einschließlich der kohlenwasserstoffhaltigen Fraktion mit höherem und niedrigerem Siedebereich, abnehmen.

Nichtrückgeführte VTB enthalten im wesentlichen den gesamten Nettoertrag an mineralischen Rückständen, die in.der Verflüssigungszone erzeugt werden, sowie im wesentlichen den gesamten Nettoertrag an normalerweise fester gelöster Kohle von 454 ⁰C+ (850 ⁰I¹+) aus der Verflüssigungszone. Da alle nichtrückgeführten VTB in die Vergasungszone geführt v/erden, wird kein Schritt zur Trennung der mineralischen Rückstände von der gelösten Kohle, wie Filtern, Absetzen, durch Schwerkraft und Lösungsmittel unterstütztes Absetzen, Lösungsmittelextraktion der wasserstoffreichen Verbindungen aus den wasserstoffmageren Verbindungen, die mineralische Rückstände enthalten, oder Zentrifugieren, angewendet. Die Temperatur des Vergasungsbereiches liegt zwischen 1204 und 1982 ⁰G (2200 bis 36OO ⁰F), bei der alle mineralischen Substanzen aus der Verflüssigungszone geschmolzen werden, um eine geschmolzene Schlacke zu bilden, die abgekühlt und als Strom verfestigter Schlacke aus der Vergasungszone entfernt wird. Da außerdem alle normalerweise feste gelöste Kohle, die aus der Verflüssigungszone gewonnen wird, entweder rückgeführt oder vergast wird, werden keine Schritte zur Abkühlung und Handhabung der normalerweise festen gelösten Kohle oder verzögerte STüssigkeitsverkokungsschritte im Kombinationsverfahren angewendet«» Durch die Ausschaltung oder Vermeidung aller dieser Schritte wird die'Effektivität des erfindungsgemäßen Verfahrens wesentlich verbessert. .

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Die Anwendung einer Vakuumturmdestillationseinheit im erfindungsgemäßen Verfahren gewährleistet die Trennung der gesamten normalerweise flüssigen Kohle und der Kohlenwasserstoff gase von der normalerweise festen gelösten Kohle zu 454 C-h (85O ⁰F+)' vor der Weiterleitung der normalerweise festen gelösten Kohle in die Vergaserzone. Die Weiterleitung eines Teils der flüssigen Kohle in die partielle Oxydationsvergaserzone würde eine Vergeudung bei dem verhältnismäßig hohen Wasserstoffverbrauch darstellen, der zur Erzeugung dieses Premiumbrennstoffs erforderlich ist, bei daraus resultierender Verringerung der Verfahrenseffektivität, Im Gegensatz dazu ist normalerweise feste gelöste Kohle die Kohlefraktion mit dem niedrigsten Wasserstoffgehalt und somit die optimale Kohlefraktion für die Weiterleitung in die Vergasungsvorrichtung.

Der mineralische .Rückstand aus der Verflüssigungszone ist ein Katalysator für die Lösung und für die selektive !Hydrierung und Hydrokrackung der gelösten Kohle in die gewünschten Erzeugnisse. Die Rückführung des mineralischen Rückstandes zur Erhöhung seiner Konzentration in der Verflüssigungszone führt zu einer Steigerung der Rate der selektiven Hydrokrackung der gelösten Kohle in die gewünschten Produkte, wodurch sich die erforderliche Verweilzeit des Schlammes in der Auflösungsstufe verringert und damit die erforderliche Größe der Auflösungszone kleiner wird. Durch die verkürzte Verweilzeit bei Vorhandensein eines erhöhten mineralischen Rückstandes erhöht sich die Kohleumwandlung und verringern sich die Mengen an unerwünschten Produkten, die gebildet werden₅ beispielsweise normalerweise feste gelöste Kohle und Kohlenwasserstoffgase. Der mineralischeRückstand befindet sich in dem aus der Auflösungsstufe abgehenden Schlamm in Form von sehr kleinen Teilchen mit einer Größe zwischen etwa 1 bis 20 μα. in Suspension. Die sehr geringe Größe der Teilchen vergrößert deren katalyti-

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sehe Aktivität auf Grund der größeren äußeren -wirksamen Oberfläche. Der mineralische Rückstand wird in der Regel im Schlamm mit Destillatflüssigkeit und normalerweise fester gelöster Kohle zurückgeführt. Die rückgeführte Destillatflüssigkeit stellt ein Lösungsmittel für, das Verfahren dar, und die rückgeführte, normalerweise feste gelöste Kohle gibt dieser unerwünschten Produktfraktion eine weitere Möglichkeit zur Reaktion, während sie vorteilhaft dazu tendiert, die Verweilzeit in der Auflösungsstufe zu senken.

Die katalytische und andere Wirkungen auf Grund der Rückführung des mineralischen Rückstandsschlammes können den Ertrag an normalerweise fester gelöster Kohle in der Verflüssigungszone durch selektive Hydrokrackung der aufgelösten Kohle sowie Herbeiführung einer erhöhten Entfernung von Schwefel, Stickstoff und Sauerstoff um die Hälfte und mehr senken. Die Rückführung des mineralischen Rückstandes hat daher wesentliche Auswirkungen auf die Effektivität eines kombinierten Verflüssigungs-Vergasungsverfahrens. Ein gleiches Maß an Hydrokrackung kann nicht dadurch zufriedenstellend erreicht werden, daß man die Temperatur der Auflösungsstufe höher werden läßt, was auf Grund der dort stattfindenden exothermen Reaktionen möglich wäre, da eine übermäßige Koksbildung an den Verfahrensanlagen auftreten würde und Selektivität und Wasserstoffverbrauch nachteilig beeinflußt würden.

Die Zugabe eines äußeren Katalysators in die Verflüssigungszone ist der Rückführung des mineralischen Rückstandes nicht gleichwertig, da sich durch die Einführung eines äußeren Katalysators mit der Beschickungskohle die Verfahrenskosten erhöhen würden und das Verfahren komplexer würde, wodurch sieb die Verfahrenseffektivität verringert, gegenüber der Verwendung eines vorhandenen Katalysators. Beim vorliegenden erfindungsgemäßen Verfahren ist kein Zusatz eines,äußeren Katalysators erforderlich.

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Beim Verfahren der vorliegenden Erf indung sind die Art und Y/eise der Kombination von Verflüssigungs- und Vergasungszone und die Anwendung eines Rückführungsstromes in der Verflüssigungszone stark voneinander abhängige Verfahrensmerkmale· Der Nettoertrag an normalerweise fester gelöster Kohle von 450 (Γ+· (850 ⁰F +), der aus der Verflüssigungszone gewonnen wird, stellt die gesamte kohlenwasserstoffhaltige Beschickung für die Vergasungszone dar· Dei Vergasungszone erzeugt Wasserstoff und kann auch Brennstoff für das Kombinationsverfahren erzeugen· Die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle von 450 ⁰C + (850 ⁰P +) und UOM. die in der Vergasungszone aus der Verflüssigungszone gebraucht wird, ist von den Verfahrensanforderungen an Wasserstoff und Brennstoff abhängig· Die Verfahrensanforderungen an Wasserstoff und Brennstoff beeinflußen daher die relative Rückführung für mineralischen Rückstand zur Beschickungskohlenrate in der Verflüssigungszone, da die Rückführungsrate des mineralischen Rückstandes und von normalerweise fester gelöster Kohle von 454 C -}- (850 ⁰P +) erhebliche Auswirkungen auf den Nettoertrag an normalerweise fester gelöster Kohle von 454 ⁰C + (850 ⁰P +) haben, die in der Verflüssidungszone zur Weiterleitung in die Vergasungszone gewonnen wird· Da der rückgeführte mineralische Rückstand einen Katalysator für die Umwandlung von gelöster Kohle darstellt und da die Rückführung von normalerweise fester gelöster Kohle deren weiteren Umwandlung ermöglicht, ist der Nettoertrag an normalerweise fester gelöster Kohle und UOM, der die gesamte kohlenwasserstoffhaltige Beschickung für die Vergaserzone darstellt, zu einem wesentlichen Teil von der Rückführungsrate des mineralischen Rückstandes anhängig·

Das ungewöhnliche Verhältnis von Produktselektivität und Verweilzeit ist auf die Tatsache zurückzuführen, daJ3 sich der Nettoertrag an normalerweise fester gelöster Kohle und die Rückführungsrate von normalerweise fester gelöster

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Kohle mit schwebendem mineralischem Rückstand gegenseitig bestimmen. In der J¹Ig. 2 wird ein Verhältnis gezeigt, das im scharfen Kontrast zu dem in der Fig. 1 gezeigten Verhältnis von Produktselektivität und Verweilzeit steht, welche ein Verfahren zeigt, bei dem diese gegenseitige Wechselwirkung fehlt. Aus den Figuren 1 und 2 geht hervor, daß der höhere Anteil an Destillatflüssigkeit von 232 bis 454 ⁰G (450 bis 850 ⁰F) gegenüber der normalerweise festen gelösten Kohle bei dieser Erfindung besonders signifikant bei einem Verfahren ist, bei dem die gesamte normalerweise feste gelöste Kohle von 454 ⁰C+ (85O ⁰F+) und der in Suspension befindliche mineralische Rückstand, die in der Verflüssigungszone gewonnen werden, entweder zurückgeführt oder in die Vergasungszone geführt wird, um die gesamte kohlenwasserstoff halt ige Beschickung der Vergasungszone zu bilden.

Das Verfahren der Erfindung unterliegt einer Beschränkung, welche die gegenseitige Wechselwirkung der verschiedenen Verfahrensbedingungen wesentlich erhöht. Da der mineralische Rückstand enthaltende Rückführungsstrom vorher mit dem Rohkohle enthaltenden Beschickungsscflamm der Verflüssigungszone gemischt wurde, war es bisher notwendig, den Gesamtfeststoff ge halt im Beschickungsschlämm auf einen Maximalwert oder annähernden Maximalwert zu beschränken. Der Feststoffgesamtgehalt darf diesen Beschränkungswert wegen seiner Pumpfähigkeit nicht übersteigen. Andererseits ist es wichtig, den Feststoffgesamtgehalt beim Maximalwert oder annähernden Maximalwert zu erbalten, damit das Verfahren den Vorteil der größtmöglichen Menge an rückgeführtem mineraliscbem Rückstand aufweist, während die Beschickungskohlenrate bei einem angemessenen Wert gehalten wird_e Bei einer Beschränkung des Feststoffgesamtgehaltes bedingt jede Erhöhung der Rückführungsrate an mineralischem· Feststoff eine Verringerung der Beschickungskohlenrate und umgekehrt.

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Erfindungsgemäß werden Verf lüssigungs-· und Vergasungsvorgang auf eine Art und Weise miteinander verbunden, welche einen hochwirksamen Betrieb gewährleistet. Obwohl ein Verflüssigungsverfahren mit einem höheren V/armewirkungsgrad als ein Vergasungsverfahren bei mäßigen Erträgen an normalerweise fester gelöster Kohle arbeitet, in der US-Patentanmeldung, Reihennummer 905 299, eingereicht am 12, Mai 1978, die hier als Referenz einbezogen wird, wird berichtet, daß der Wirkungsgrad eines kombinierten Kohleverflüssigungs» VergasungsVerfahrens vergrößert wird, wenn das in der Vergaserzone erzeugte Synthesegas nicht nur den gesamten Wasserstoffbedarf der Verflüssigungszone liefert, sondern auch wenigsten 5 oder 10 und bis zu 100 % auf Wärmebasis des gesamten Verfahrensenergiebedarfes durch direkte Verbrennung des Synthesegases oder eines davon abgeleiteten, an Kohlenmonoxid reichen Stromes innerhalb des Verfahren liefert. Zum Energiegesamtbedarf des Verfahrens gehört elektrische oder andere gekaufte Energie, nicht aber die in der Vergasungsvorrichtung erzeugte Energie, da die exotherme Vergaserwärme als Reaktionswärme betrachtet wird. Es ist überraschend, daß der Verfahren3wirkungsgrad durch eine begrenzte Zunahme in der Menge der normalerweise festen gelösten Kohle, die vergast wird, erhöht werden kann, nicht durch eine weitere Umwandlung der genannten Kohle innerhalb der Verflüssigungszone, da bekannt ist, daß die Kohlevergasung eine weniger wirksame Methode der Kohleumwandlung als die Kohleverflüssigung ist. Man könnte erwarten, daß die Einführung einer zusätzlichen Belastung der Vergasungszone durch die Forderung, neben dem Verfahrenswasserstoff die Verfahrensenergie zu erzeugen, den Wirkungsgrad des Kombinationsverfharens senken würde« Außerdem könnte man erwarten, daß e3 ineffektiv sei, einer Vergasungsvorrichtung eine Kohle zuzuführen, die bereits einer Hydrierung gegenüber der Rohkohle unterzogen wurde, da die Reaktion in der Vergasungsvorrichtung eine Oxydationsreaktion ist, Trotz dieser Pest-

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Stellungen gibt die oben erwähnte Anmeldung, US-Patentanmeldung, Beihennummer 905 299 ^v°^m 12. Mai I978 an, daß der •Wärmewirkungsgrad eines kombinierten Verflüssigungs-Vergasungsverfshrens erhöht wird, wenn die Vergasungsvorrichtung eine signifikante Menge des Verfahrensbrennstoffs in Form, entweder von Synthesegas oder eines an Kohlenmonoxid reichen Stromes, der vom Synthesegas genommen wurde, sowie den Verfahrenswasserstoff erzeugt. Die oben genannte Patentanmeldung gibt an, daß ein hoher Wärmewirkungsgrad erreicht wurde, wenn auf der Basis des Verbrennungsheizwertes das gesamte oder wenigstens 60 % des Synthesegases, das zusätzlich zu der für die Erzeugung des Verfahrenswasserstoffes notwendigen Menge vorhanden ist, entweder als Synthesegas oder als an Kohlenmonoxid reicher Strom, der aus dem Synthesegas abgeleitet wurde, als Brennstoff innerhalb des Kombinationsverfahrens ohne einen. Hydrier- oder anderen Umwandlungsschritt genutzt wird. Bei dem berichteten System wird das gesamte oder meiste produzierte Synthesegas im Verfahren verbraucht, sowohl als Keaktionsmittel als auch als Brennstoff, ohne Umwandlung in einen anderen Brennstoff, wie Methan oder Methanol, Das Synthesegas kann einem Sauergas-Sntfernungsscbritt oder einem anderen Schritt zur Abtrennung von GO von H₂ vor der Benutzung unterzogen werden.

Da Vergasungsvorrichtungen im allgemeinen nicht in der Lage sind, den gesamten ihnen zugeführten, kohlenwasserstoffhalt igen Brennstoff zu oxydieren und ein Teil davon unvermeidlich als Koks in der herausgenommenen Schlacke verlorengeht, besteht die Tendenz, daß Vergasungsvorriebtungen bei einer kohlenwasserstoffhaltigen Beschickung im flüssigen Zustand einen höheren Wirkungsgrad erreichen als bei einer festen kohlenstoffhaltigen Beschickung, beispielsweise Koks. Da Koks ein fester, minderwertiger Kohlenwasserstoff ist, kann er nicht mit einer 100%igen Effektivität oder einem angenäherten Wert vergast werden wie in eine flüssige koh-

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lenwasserstoffhaltige Beschickung, sp daß mehr in der Schmelzschlacfce, der in der Vergasungsvorrichtung gebildet wird, verlorengeht als im Falle einer flüssigen Beschickung der Vergasungsvorrichtung, was einen überflüssigen Verlust an kohlenstoffhaltigem Material aus dem System darstellen würde. Daher würde der Einsatz einer Verkokimgsvorrichtung zwischen der Auflösungs- und der Vergasungszone den Wirkungsgrad eines Kombinationsverfahrens verringern. Der Gesamtanteil an Koks (UOM ausgenommen) liegt beim vorliegenden Verfahren weit unter einem Gewichtsprozent, und in der Regel sogar unter einem Zehntel Gewichtsprozent auf der Grundlage der trockenen Beschickungskohle, Ungeachtet der , Beschickung der Vergasungsvorrichtung, wird eine stärkere Oxydation begünstigt durch höhere Vergasertemperaturen. Es sind daher hohe Vergasertemperaturen erforderlich, um einen hohen Verfahrenswirkungsgrad zu erreichen. Die Vergaserhöchsttemperaturen liegen bei dieser Erfindung im Bereich von 1204 bis 1982 ⁰C (2200 bis 3600 ⁰P), im allgemeinen zwischen 1260 und 1760 ⁰C (2300 bis 3200 ⁰P) und vorzugsweise zwischen 1316 oder 1371 und 1760 ⁰C (2400 oder 2500 bis 3200 ⁰P).

Obwohl der der Vergasungsvorrichtung zugeleitete VTB-Schlamm im wesentlichen wasserfrei ist, werden der Vergasungsvorrichtung regulierte Mengen Wasser oder Dampf zugeführt, um CO und Hp durch eine endotherme Reaktion zwischen Wasser und kohlenstoffhaltigem Beschickungsmaterial zu erzeugen. Bei dieser Reaktion wird Wärme verbraucht, während die Reaktion von kohlenstoffhaltigem Beschickungsniaterial mit Sauerstoff zur Erzeugung von GO Wärme produziert. In einem Vergasungsverfahren, in welchem EL das einzige erwünschte Vergasungsprodukt ist, beispielsweise wo eine entsprechende Konvertierung, eine Methanisierung oder eine Methanolumwandlung auf die Vergasungsphase folgt, wäre die Einführung einer großen Wassermenge vorteilhaft· Im Verfahren dieser

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Erfindung aber, in welchem eine beachtliche Menge an Synthesegas vorteilhaft direkt als Verfahrensbrennstoff genutzt werden kann, wie das oben beschrieben wurde, ist die Erzeugung von Wasserstoff von geringerem Nutzen im Vergleich zur Erzeugung von CO, da H₂ und CO etwa dieselbe Verbrennungswärme haben. Obwohl die erhöhten Vergasungstemperatüren des erfindungsgemäßen Verfahrens die annähernd vollständige Oxydation des kohlenstoffhaltigen Beschickungsmaterials vorteilhaft beeinflussen, begünstigt das Produktgleicbgewicht bei diesen hohen Vergasertemperaturen ein Synthesegaserzeugnis mit einem Molverhältnis vonX zu CO von weniger als eins; sogar von weniger als 0,8 oder 0,9 oder sogar noch weniger als 0,6 oder 0,7. Wie jedoch oben erklärt wurde, ist dieses Gleichgewicht im Verfahren die~ ser Erfindung nicht nachteilig, da Kohlenmonoxid als Verfahrensbrennstoff eingesetzt werden kann.

Die gesamte Beschickungskohle für das Kombinationsverfahren wird pulverisiert, getrocknet und mit heißem, lösungsmittelhaltigem Rückführungsscblamm gemischt. Der Rückführungsschlamm ist im allgemeinen erheblich dünner als der Schlamm, welcher der Vergasungszone zugeführt wird, da er im allgemeinen nicht vakuumdestilliert ist und eine beachtliche Menge an Destillatflüssigkeit in einem Siedebereich von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850⁰F) enthält, welches eine Lösungsmittelfunktion erfüllt. Es werden ein bis vier Teile, vorzugsweise 1,5 bis 2,5 Teile, Rückfuhrungsschlamm pro Gew.-Teil Rohkohle eingesetzt. Der rückgeführte Schlamm, Wasserstoff und Robkohle werden durch eine beheizte, rohrförmige Vorwärmzone geleitet und dann einer Reaktor- oder Auflösungszone zugeführt. Das Verhältnis von Wasserstoff zu Rohkohle liegt im Bereich von 0,62 bis 2,48 m^/kg (20 000 bis 80 000 SCF je Tonne) und liegt vorzugsweise zwischen 0,93 bis 1,86 m^/kg (30 000 und 60 000 SCP je Tonne).

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Im Vorwärmer erhöht sich die Temperatur der Reaktionsmittel allmählich, so daß die Temperatur am Ausgang aus dem Vorwärmer im Bereich von 36O bis 438 ⁰C (680 bis 820 ⁰F), vorzugsweise von 371 bis 404 ⁰C (7OO bis 760 ⁰F), liegt. Die Kohle wird bei dieser Temperatur teilweise aufgelöst, und es beginnen exotherme Hydrier- und Hydrokrackungsreaktionen. Die durch diese exothermen Reaktionen in der Auflösungszone erzeugte Wärme, die gut rückgemischt wird und im allgemeinen eine einheitliche Temperatur ist, erhöht die Temperatur der Eeaktionsmittel weiter bis auf einen Bereich von 427 bis 482 ⁰C (800 bis 9OO ⁰F), vorzugsweise 449 bis 460 ⁰C (840 bis 870 ⁰F). Die Verweilzeit in der Auflösungszone ist langer als in der Vorwärmzone. Die Temperatur in der Auf~ lösungszone liegt mindestens um 10, 38 oder sogar 93 °C (20, 50, 100 oder sogar 200 ⁰F) über der Aastrittsteniperatur des Vorwärmers. Der Wasserst off druck in der Vorwärm- und

ρ in der Auflösungsstufe liegt im Bereich von 70 bis 280 kg/cm

2 (1000 zu 4000 Pfd./Zoll ), und vorzugsweise beträgt er

105 bis 175 kg/cm² (15OO bis 2500 Pfd./Zoll²). Der Wasserstoff wird dem Schlamm an einer oder mehreren Stellen zugesetzt. Wenigstens ein Teil des Wasserstoffes wird dem Schlamm vor dem Eingang in den Vorwärmer zugesetzt. Zusätzlicher Wasserstoff kann zwischen dem Vorwärmer und der Auflösungsstufe und/oder als Abscbreckwasserstoff in der Auflösungsstufe selbst zugesetzt werden. Abschreckwasserstoff wird, wenn erforderlich, an verschiedenen Stellen in der Auflösungsstufe eingespritzt, um die Reaktionstemperatur auf einem "Wert zu halten, bei dem signifikante Verkokungsreaktionen vermieden werden.

A usf uhr ung sb e i sp i el ·

Nachstehend wird die Erfindung an einigen Ausfübrungsbeispielen näher erläutert:

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In der beiliegenden Zeichnung zeigen:

Pig. 1 eine grafische Darstellung eines Kohleverflüssigungsverfahrens, das nicht mit einer Vergasungsstufe gekoppelt ist;

Figo 2 eine grafische Darstellung für ein kombiniertes Kohleverflüssigungs-Vergasungsverfahren;

3 Daten für ein Verflüssigungs-Vergasungssystem im Wasserstoffgleichgewicht;

Pig» 4- die Wirkung von Veränderungen in der Konzentration der Beschickungskohle bei konstanter Konzentration des RückführungsSchlamms;

Fig. 5 die Wirkung von Veränderungen in der Konzentration des RückführungsSchlamms bei konstanter Konzentration der Beschickungskohle;

Pig. 6 Die Wirkung von Veränderungen in der Konzentration der Beschickungskohle bei einem konstanten Gesamtgehalt von Beschickungskohle und Rückführungsschlamm;

Pig. 7 eine schematische Darstellung eines Fließschemas für das erfindungsgemäße Verfahren.

Die Figuren 1 und 2 enthalten grafische Darstellungen, v/elche die vorliegende Erfindung veranschaulichen. Pig. 1 stellt ein Kohleverflüssigungsverfahren dar, das nicht mit einer Vergasungsstufe gekoppelt ist. Pig. 2 zeigt ein kombiniertes Kohleyerflüssigungs-Vergasungsverfahren. Bei diesen Figuren wird die Verweilzeit in der Auflösungsstufe zur gewichtsprozentualen Ausbeute an normalerweise fester gelöster Kohle von 454 ⁰C + (850 ⁰P +), auf der Grundlage der trockenen Beschickungskohle, in Beziehung gesetzt. Die Figuren 1 und 2 ζ eigen auch die gewichtsprozentuale Ausbeute von C₁- bis C»-Gasen bei verschiedenen Verweilzeiten; Ος- bis 232 ⁰C naphtha (450 ⁰P); unlöslichen organi-

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sehen Substanzen und den Gewichtsprozentsatz an verbrauchtem Wasserstoff auf der Grundlage der Beschickungskohle« Die in den Figuren 1 und 2 gezeigten Erträge sind Nettoerträge auf einer Gewichtsbasis der Verflüssigungszone, basierend auf feuchtigkeitsfreier Beschickungskohle, die erzielt wurden, nachdem das gesamte Rückführungsmaterial aus dem aus der Verflüssigungszone abgehenden Strom entfernt wurde. Die-Auflösungsstufe bei beiden Verfahren in den Figuren 1 und 2 wurde bei einer Temperatur von 460 ⁰G (860 ⁰P) und bei einem Wasserstoffdruck von 119 kg/cm (17OO Pfd./Zoll ) betrieben, wobei die Verweilzeit in der Auflösungszone die einzige Verfahrensbedingung war, die uneingeschränkt variiert wurde. Bei den in den Figuren 1 und 2 dargestellten Verfahren wurde jeweils eine Beschränkung des Feststoffgesamtgehaltes von 50 Gew.-% für den Bescbickungsschlamm, einschließlich der Beschickungsrohkohle und des rückgeführten mineralischen Rückstandsschlamms, eingehalten. Dieser Gesamtwert für den Feststoffge halt liegt dicht an der Obergrenze der Pumpf„ähigkeit des Beschickungsschls.mms.

Im Verfahren der Fig. 1 wird die Feststoffkonzentration des Beschickungsßchlamms mit 30 Gew.-% Beschickungskohle und 20 Gew.-% Rückführungsfeststoffe festgelegt. Das Verhältnis von Beschickungskohle zu Rückführungsfeststoffen kann im Verfahren der Fig. 1 konstant gehalten werden, da in diesem Verfahren der Vorgang der Verflüssigung nicht mit einem Vergasungsvorgang gekoppelt ist, das heißt, die VTB werden nicht einer Vergasungsvorricbtung zugeführt. Im Verfahren dar Fig, 2 wird zwar der Feststoffgesamtgehalt des Beschickung sschlamms bei 50 Gew.-% gehalten, aber die Anteile an Kohle und Rückführungsfeststoffen schwanken im Beschickung sschlamm, da die Verflüssigungszone mit einer Vergaservorrichtung verbunden ist, zu der ein Konverter gehört, um Verfahrenswas-

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serstoff auf eine Art und Y/eise herzustellen, daß die aus der Auflösungsstufe austretenden Feststoffe der Vergasungsvorrichtung (als VTB) in genau der Menge zugeführt werden, welche es der Vergasungsvorrichtung ermöglicht, den Wasserst off ge samt bedarf für die Verflüssigungszone zu liefern. Im System der Fig«, 2 wird die Menge des feststoffhaltigen Schlammes, der für die Rückführung zur Verfügung steht, sowie das Verhältnis von Beschickungskohle zu rückgeführten Feststoffen durch die Menge an feststoffhaltigem Schlamm bestimmt, die durch den Vergaser gebraucht wird«,

Fig. 1 zeigt, daß, wenn die Verflüssigungs- und die Vergasungszone nicht miteinander verbunden werden, der Verflüssigungszone aber ein Produktrückführungsstrom zugeführt v/ird, die Ausbeute an Destiallatflüssigkeit im Siedebereich von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰F) bei etwa 27 Gew.~% konstant bleibt ,basierend auf der Beschickungskohle, vieim die Verweilzeit über der gezeigten Spanne verlängert wird, während die Ausbeute an normalerweise fester gelöster Kohle von 454 G + (850 F +) mit zunehmender Verweilzeit geringer wird. Fig, 1 zeigt, daß der Srtrag an Destillatflüssigkeit, der am meisten gewünschten Produktfraktion, nicht über 27 Gew.-% gesteigert werden kann, ungeachtet der Verweilzeit,? Fig. 1 zeigt weiter, daß der Ertrag an flüssiger Kohle von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰F), der am^meisten gewünschten Produktfraktion, wenigstens um 50 % über dem Ertrag fester, entaschter Kohle bei Verweilzeiten von 1,15 Stunden und mehr liegt. Die gestrichelte senkrechte Linie in der Fig. 1 zeigt, daß bei einer Verweilzeit von 1,15 Stunden der Ertrag an fester, entaschter Kohle etwa 18 Gew.-% und der Ertrag an Destillatöl etwa 27 Gewichtsprozent beträgt, d. h., letzterer liegt um etwa 50 % höher. Der Ertragsvorteil von 50 % an flüssiger Kohle gegenüber normalerweise fester gelöster Kohle verringert sich bei Verweilzeiten unter 1,15 Stunden, erhöht sich dagegen bei

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Verweilzeiten von mehr als 1,15 Stunden·

Bs wird nun auf die Pig· 2 Bezug genommen, welche ein Verfahren veranschaulicht, bei dem die Verflüssigungszone mit einer Yergasungsvorrichtung kombiniert ist und bei dem die Verflüssigungszone mit einem Produktrückführungsstrom versehen wird, wobei die gestrichelte senkrechte Linie zeigt, daß ein Ertragsvorteil von 50 % für die flüssige Kohle gegenüber der normalerweise festen gelösten Kohle bei einer Verweilzeit in der Auflösungsvorrichtung von 1,4 Stunden ersielt wird* Bei einer Verweilzeit in der Auflösungsvorrichtimg von 1,4 Stunden beträgt die Ausbeute an normalerweise fester gelöster Kohle etwa 17,5 Gew.~%, während der Ertrag an flüssiger Kohle bei etwa 26,25 Gew.-%, d. h., um etwa 50 % höher, liegt. Der gleiche Ertragsvorteil zugunsten der Destillatflüssigkeit wird bei der unteren Verweilzeit von 1,15 in einem ungekoppelten System erreicht· Es ist offensichtlich, daß hier beim Betreiben eines kombinierten Verflüssigungs-Vergasungsverfahrens ein relativer Nachteil in Begriffen der Größe der Auflösungsvorrichtung liegt, der nicht durch eine geringere Größe des Vergasers ausgeglichen v/erden kann, wenn nicht ein erheblicher Ertragsvorteil an flüssiger Kohle gegenüber normalerweise fester Kohle erzielt wird· Der relative Hachteil des kombinierten Systems nimmt mit zunehmenden Verweilzeiten in der Auflösungsvorrichtung zu, da sich im kombinierten System in dem Maße, wie die Verweilzeit fortschreitend zunimmt, der Ertragsvorteil an flüssiger Kohle gegenüber der normalerweise festen gelösten Kohl« fortschreitend verringert und unter 50 % fällt» Im Gegensatz dazu zeigt die Fig. 1, daß in einem ungekoppelten System der Ertragsvorteil an flüssiger Kohle gegenüber normalerweise fester gelöster Kohle fortschreitend auf Werte über 50 % zunimmt, wenn-sich die Verweilzeit auf Werte über 1,15 Stunden verlängert· Im kombinierten System dieser Erfidnung beträgt der Ertrags-

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vorteil an flüssiger Kohle mit einem Siedebereich von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰P) gegenüber normalerweise fester gelöster Kohle vorzugsweise wenigstens 35» 40 oder 50 Gew«-% und sogar wenigstens 60, 80 oder 100 Gew*~% oder mehr»

Es wird festgestellt, daß der Ertrag an flüssiger Kohle und der Ertrag an normalerweise fester gelöster Kohle an der gestrichelten senkrechten Linie der Pig. 2 jev/eils sehr genau den entsprechenden Erträgen des Produktes an der gestrichelten senkrechten Linie der Pig· 1 entsprechen. Von besonderer Bedeutung für das Gleichgewicht an der gestrichelten senkrechten Linie der Pig* 2 ist jedoch, daß jede signifikante Verringerung der Verweilzeit in der Auflösungsstufe den Ertrag an der flüssigen Kohleproduktfraktion von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰P) auf einen Wert über dem Ertrag an flüssiger Kohle von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰P) hebt, der im Verfahren der Pig· 1 erreicht werden kann, ungeach~ tet der Verweilzeit in der Auflösungsstufe. Zu beachten ist, daß es sich um eine Senkung, nicht eine Verlängerung der Verweilzeit handelt, die den Ertrag an der flüssigen Kohlefraktion von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰P) über einen Wert über dem Maximum steigert, das ungeachtet der Verweilzeit in der Auflösungsstufe im Verfahren der Pig. 1 erreicht werden kann, ausgehend vom Gleichgewicht, das durch die gestrichelte senkrechte Linie der Pig. 2 dargestellt wird, (d, h., über 27 Gewichtsprozent und selbst über 28, 29 oder 30 Gew.-%).

Die Darstellung der Pig« 2 zeigt, daß beim gekoppelten Verflüssigungs-Vergasungssystem der Ertragsvorteil zugunsten der Destillatflüssigkeit über 50 % ansteigt, wenn die Verweilzeit in der Aufiösungsstufe unter 1,4 Stunden gesenkt wird« Das ist nicht nur überraschend, sondern ist dem Ergebnis der Pig. 1, bei v/elcher der 50/iige Ertrags vor teil für Destillat'flüssigkeit fortschreitend abnimmt, wenn die Ver-

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weilzeit unter 1,15 Stunden gesenkt wird, diametral entgegengesetzt· Fig. 2 zeigt, daß sich der Vorteil dieser Erfindung in Begriffen sowohl der verringerten Größe der Auflösungsstufe als auch des geringeren WasserstoffVerbrauchs fortschreitend erhöht, wenn die Verweilzeit in der Auflösungsstufe unter 1, unter 0,8 oder sogar unter 0,5 Stunden absinkt.

Es ist ein wichtiges Ergebnis der vorliegenden Erfindung, veranschaulicht in der Pig· 2, daß fortschreitend zunehmende Verhältnisse von flüssiger Kohle zu normalerweise fester gelöster Kohle begleitet sind durch einen fortschreitend geringeren Wasserstoffverbrauch, was darauf hinweist_s daß eine geringere Größe des Vergasers notwendig ist. Das ist überraschend, 'wie oben festgestellt wurde, liegt der Grund dafür darin, daß beim erfindungsgemäßen Kombinationsverfahren der Selektivitätsvorteil speziell auf den Ertrag an Destillatflüssigkeit gerichtet ist. Pig« 2 zeigt, daß die Zunahme im Ertrag an flüssiger Kohle nicht nur begleitet ist von einem Rückgang im Ertrag an fester, entaschter Kohle, sondern unerwarteterweise auch begleitet ist von einem Rückgang im Ertrag an Naphtha und gasförmigen Kohlenwasserstoffen* Daher steigt der Ertrag an flüssiger Kohle unerwarteterweise an, während der Ertrag an allen anderen Produkten, einschließlich der Produkte mit höherem und niedrigerem Siedebereich, abnimmt.

Es wurde der Grund, für die überraschende Wirkung der Verweilzeit auf den relativen Ertrag an flüssiger Kohle und an normalerweise fester aufgelöster Kohle in dem kombinierten Kohleverflüssigungs-Vergasungssystem dieser Erfindung ermittelt. Diese Peststellung wird teilweise in der Pig. 2 veranschaulicht, welche die Konzentration an trockener Kohle bzw. die Konzentration der rückgeführten Peststoffe (rückgeführter mineralischer Rückstand) im Beschickung^schlamm

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bei drei verschiedenen Verweilzeiten in der Auflösungsvor-. richtung beim kombinierten System zeigt, das eine Feststoffgesamtbescbränkung für den Bescbickungsschlamm von 50 Gew.-% hat. Wie in der Fig. 2 gezeigt wird, sind ständig kurzer werdende Verweilzeiten in der Auflösungsvorrichtung begleitet von einer zunehmenden Konzentration der rückgeführten Feststoffe und einer abnehmenden Konzentration an trockener Kohle im Beschickungsschlamm, woraus die vorteilhafte Wirkung der hoben Vierte Von rückgeführten Feststoffen hervorgeht. Diese Feststellung wird weiter veranschaulicht durch die Fig. 3, welche Daten für ein kombiniertes Verflüssigungs-Vergasungssystem im Wasserstoffgleichgewicht zeigt und den Produktrückstrom zu einem Mischtank für den -Beschickungsschlamm mit einer Feststoffgesamtbeschränkung nutzt, Fig. 3 zeigt, daß unter den Beschränkungen eines solchen Systems eine Senkung der Verweilzeit in der Auflösungsvorrichtung einen erhöhten Ertrag an flüssiger Kohle bewirkt, da eine höhere Konzentration des rückgeführten mineralischen Rückstandes in den Beschickungsschlamm eingebracht wird, was verbunden ist mit der angegebenen Verringerung in der Kohlekonzentration bei einem konstanten Gesamtgehalt an Feststoffen. Die Zahlen im Innern der Fig. zeigen die Erträge an Destillatflüssigkeit von 232 bis 454 ⁰C (45O bis 850 ⁰F), die bei unterschiedlichen Verweilzeiten bei zwei Beschränkungswerten für Beschickungskohle plus Rückführungsfeststoffe (50 und 45 Gew.-%) im Beschickungsschlamm erzielt werden. Fig. 3 zeigt, daß der Ertrag an Destillatflüssigkeit bei jedem der gezeigten beiden Beschränkungswerte am Gesamtfeststoffgehalt mit einer Senkung der Verweilzeit in der Auflösungsvorrichtung zunimmt;. Da Fig. 3 überraschenderweise zeigt, daß in dem beschränkten System die Zunahme im Ertrag an Destillatflüssigkeit begleitet ist von einer geringeren Konzentration der Rohkohle im Beschickungsschlamm Und daß der Feststoffgesamtgehalt im Bescbickungsschlamm

21 JiJ! - 25 -

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längs ^eder der beiden Linien der Fig. 3 konstant gehalten v/ird, zeigt die Fig. 3 eindeutig, daß die Zunahme im Ertrag an flüssiger Kohle induziert wurde durch eine Zunahme im Verhältnis von rückgoführtem mineralischem Rückstand zu Rohkohle im Beschickungsschlamm. Die Ergebnisse der Figuren 2 und 3 werden in den Figuren 4» 5 und 6 weitergeführt. Fig. 4 zeigt die Wirkung einer Steigerung der Konzentration an Rohkohle im Beschickungsschlamm auf den Ertrag an flüssiger Kohle bei einer konstanten Konzentration des rückgeführten Schlammes. Fig. 5 zeigt die Wirkung einer Steigerung der Konzentration des rückgeführten mineralischen

Rückstands im Beschickungsschlamm auf den Ertrag an Destillatflüssigkeit bei einer konstanten Konzentration der Beschickungsrohkohleβ Schließlich zeigt die Fig. 6 die Wirkung von Veränderungen in der Konzentration von Rohkohle im Beschickungsschlamm, wenn die Rohkohle in einem Beschickungsschlamm enthalten ist, bei welchem die Gesamtkonzentration an Beschickungskohle plus rückgeführten Feststoffen konstant bleibt.

Ein Vergleich der Figuren 4 und 5 zeigt, daß eine Steuerung in der Konzentration an Beschickungskohle und in der Konzentration an rückgeführtem Schlamm im Beschickungsschlamm jeweils dazu tendiert, den Ertrag an Destillatflüssigkeit zu steigern, daß aber die Wirkung einer Änderung der Konzentration des rückgeführten Schlammes auf den Ertrag an Destillatflüssigkeit etwa das Dreifache der Wirkung einer Änderung in der Konzentration der Beschickungskohle bewirkt. Die Fig. 6 kombiniert die Daten der Figuren 4 und und zeigt*, daß Jede Zunahme in der Konzentration der Be-r schickungskohle, die zu Lasten der rückgeführten Feststoffe erfolgt, d. h., bei Beibehaltung einer Beschränkung des Feststoffgesamtgehaltes, tatsächlich eine negative Wirkung auf den Ertrag an Destillatflüssigkeit hat·

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Wie oben festgestellt wurde, muß dem Beschickungsschlamm auf Grund der Schwierigkeiten, die mit dem Pumpen eines Schlamms mit hohem Feststoffgehalt (mehr als 45 oder 50 Gew.-/δ Feststoffe) verbunden sind, eine Beschränkung des Feststoffgesamtgehaltes auferlegt werden. Da zum Feststoffgesamtgehalt im Beschickungsschlamm sowohl pulversierte Beschickungsrohicohle als auch rückgeführter mineralischer Rückstand gehören, gibt es eine Begrenzung der Anlagenkapazität in der Menge an mineralischem Rückstand, der dem Beschickungsschlamm zurückgeführt Werden kann«, Die Figuren 4, 5 und 6 zeigen jedoch, daß in einem gekoppelten System wie dem beschriebenen, bei welchem der Strom an Beschikkungsschlamm einer Beschränkung des Feststoffgesamtgehalts unterliegt, die Wirkung einer Steigerung in der Rückführungsrate an mineralischem Rückstand auf den Destillatertrag etwa das Dreifache der Wirkung einer Steigerung in der Beschickungsrate an Rohkohle ausmacht. Auf Grund dieses Ergebnisses wird nach der vorliegenden Erfindung die vorteilhafte Wirkung einer Steigerung in der Rate des rückgeführten mineralischen Schlamms auf den Ertrag an Destillatflüssigkeit dadurch weitergeführt, daß man unabhängig vom Beschickungsschlamm einen zweiten Schlammstrom in die Verflüssigungszone zurückführt« Dieser zv/eite Rückführungsstrom umgeht den rohkohlehaltigen Beschickungsschlamrn_e Er Diann aus derselben Quelle wie der erste Rückführungsstrom abgeleitet werden, oder er kann aus einer anderen Quelle in der Verflüssigungszone abgeleitet werden. Beispielsweise kann der zweite Rückführungsstrom aus einem Teil des verdünnten mineralischen Rückstands stromes der Auflösungszone bestehen, oder er kann einen verdünnten oder unverdünnten Teil des konzentrierten, mineralischen Rückstand enthaltenden VTR-Stromes enthalten, der in die Vergasungszone fließt.

2\ § «1 Ij? «ρ ι — 27 — ' ' ' .··

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Die Anwendung eines oder mehrerer mineralischen Rückstand enthaltenden Rückführungsströme unabhängig vom Rohkohlebeschickungsschlamm neben dem mineralischen Rückstand enthaltenden Rückführungsstrom, der in den Mischtank für den Se-3chicklingsschlamm eingeführt wird, stellt entsprechend der vorliegenden Erfindung einen doppelten Vorteil dar. Erstens stellt es eine Erweiterung der katalytischen Wirkung dar, die selektiv zugunsten des Ertrages an Destillatflüssigkeit gegenüber dem- Ertrag an Produkten mit höherem und niedrigerem Siedebereich erfolgte Da der Rückführungsschlamm zu einem großen Teil normalerweise feste gelöste Kohle enthält, stellt das zweitens nicht nur eine weitere Möglichkeit zur Umwandlung dieser unerwünschten Produktfraktion dar, sondern tendiert auch dazu, die Verweilzeit in der Auflösungsstufe zu senken, eine Wirkung, von der nachgewiesen wurde, daß sie den Vorteil der Selektivität zugunsten der Destillatflüssigkeit erheblich steigert. Folglich werden durch die Anwendung eines zweiten Rückführungsstromes die katalytische Selektivitätswirkung erweitert und gleichzeitig die Verflüssigungöverweilzeit in einem Maße verringert, welches den Vorteil vergrößert, der durch den ersten mineralischen Rückstand enthaltenden Rückführungsstrom erzielt wird.

Da oben gezeigt wurde, daß der Selektivitätsvorteil auf Grund der verkürzten Verweilzeit zugunsten des Ertrages an Destillatflüssigkeit einem kombinierten Verflüssigungs-Vergasungssystem spezifisch ist, welches bei einem Beschränkungswert für den Feststoffgesamtgehalt oder annähernd bei diesem Wert für den Rohkohle enthaltenden Beschickungsschlamm arbeitet, wird der Vorteil der Senkung der Verweilseit, der durch die Rückführung des zweiten, mineralischen Rückstand enthaltenden Schlazrunstromes erzielt wird, nur bei einem solchen System wirksam. Es wurde oben gezeigt, daß eine verkürzte Verweilzeit den Selektivitätsvorteil

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dieser Erfindung in einem Verflüssigungssystem, das nicht mit einem Vergasungssystem kombiniert ist, nicht bringt. Der volle Vorteil eines zweiten, mineralischen Rückstand enthaltenden Rückfübrungsstromes beinhaltet die Schaffung sowohl eines höheren Wertes an katalytischen Mineralien in der Verflüssigungszone als auch einer verkürzten Verweilzeit, und er ist daher spezifisch für einen kombinierten. Verflüssigungs-Vergasungsbetriebt

Der zweite Rückführungsstrom kann den Vorwärmer umgehen und direkt in die Auflösungsstufe oder in den in die Auflösungsstufe eintretenden Schlamm eingeführt werden, da die Lösung der Beschickungskohle im Vorwärmer und in der Auflösungsstufe den Feststoffgehalt im Schlamm in der Auflösungsstufe auf einen Wert senkt, der unter dem Wert des Feststoffgehaltes im Beschickungsschlamm liegt. Wenn beispielsweise der Feststoffgehalt des Beschickungsschlammes zu 30 Gew.-% aus Beschickungskohle und zu 20 Gew.-% aus rückgeführten Feststoffen besteht, so kann nach partieller Auflösung der Beschickungskohle die restliche ungelöste Kohle und der mineralische Rückstand, der aus der Beschickungskohle abgeleitet wurde, nur noch 20 Gew.-% des Schlammes in der Auflösungsstufe ausmachen. Da der Feststoffgehalt in der Auflösung sstufe dann aus den 20 Gew.~% an rückgeführten Feststoffen und den 20 Gew.~% an ungelöster Beschickungskohle und mineralischem Rückstand aus der Beschickungskohle besteht, kann die Auflösungsstufe einen zweiten Rückführungsstrom aufnehmen, der zu 10 Gew.-% aus mineralischem Rückstand besteht, ausgehend vom Schlamm in der Auflösungsstufe, um den Feststoffgesamtgehalt im Schlamm in der Auflösuügsstufe auf den Beschränkungswert von $0 Gew.-% zu erhöhen. Der Umfang an Feststoffen im .zweiten Sückfübrungsschlamm kann daher so festgelegt werden, daß er vollständig oder zumindest teilweise die Senkung des Feststoffwertes im Verfahrensschlamm auf Grund der Auflösung der Beschickungskohle

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ausgleicht. Dadurch ermöglicht es der zweite Rückführungsstrom, daß der Verfahrensschlamin ständig den gleichen Maximalwert an Feststoffen aufweist wie der Beschickungsschlamin, •wenn die Kohleauflösung fortschreitet, mit dem Ergebnis, daß der Verfahrensscblamm fortschreitend reicher an rückgefübrtem mineralischem Rückstand im Vergleich zur Beschikkungskohle während des Durchganges durch das Verfahren wird. Fig. 6 veranschaulicht den dadurch erzielten Vorteil, Der zweite Rückführungsstrom ermöglicht es, daß der Feststoffgesamtgehalt in dem aus der Auflösungsstufe ausfließenden Schlamm dem Feststoffgesamtgehalt im Beschickungsschlamm für die Verflüssigungszone ziemlich nahekommt oder im wesentlichen gleich ist.

Eine schematische Darstellung der Durchführung des erfindungsgemäßen Verfahrens wird in der Fig. 7 gegeben. Getrocknete und pulverisierte Rohkohle, welche die vollständige Rohkohlebeschickung für das Verfahren darstellt, wird durch die Leitung 10 in einem Schlammischtank 12 geführt, wo sie mit heißem, Lösungsmittel enthaltenden Rückführungsscblamm aus dem Verfahren, der in der Leitung 14 fließt, gemischt wird. Das Lösungsmittel enthaltende Rückfübrungsschlammgemisch (im Bereich von 1,5 bis 2,5 Gewichtsteilen Schlamm zu einem 2eil Kohle) in der Leitung 16 wird bei einem beschränkten Feststoffgesamtgebalt von etwa 50 bis 55 Gew.-i& gehalten und wird mittels einer Kolbenpumpe 18 gepumpt und mit Rückführungswasser st off vermischt, der durch die Leitung 20 eintritt, und mit frischem Wasserstoff, der vor dem Durchgang durch den rohrförmigen Vorerhitzer 22 durch die Leitung 92 eingeführt wird, während das Gemisch durch die Leitung 24 in die Auflösungszone 26 abgegeben wird. Das Verhältnis von Wasserstoff zu Beschickungskohle beträgt etwa 1,24 m^/kg (40 000 SOF/Tonne).

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Die Temperatur der Reaktionsmittel am Ausgang des Vorerbitzers 22 beträgt etwa 371 bis 404 ⁰G (700 bis 760 ⁰P). Bei dieser Temperatur wird die Kohle im Rückführungslösungsmittel teilweise aufgelöst, und es beginnen gerade die exothermen Hydrier- und Hydrokrackungsreaktionen. Während die Temperatur über die Länge des rohrförmigen Vorerhitzers 22 allmählich zunimmt, bat die Auflösungszone 26 auf der gesamten Länge eine im allgemeinen einheitliche Temperatur, und die durch die Hydrokrackreaktionen in der Auflösungszone 26 erzeugte Wärme erhöht die Temperatur der Reaktionsmittel auf einen Bereich von 449 bis 460 ⁰G (840 bis 870 ⁰P). Eine Wasserstoffabschreckung über die Leitung 28 wird an verschiedenen Stellen in die Auflösungszone 26 eingespritzt, um die Reaktionstemperatur zu regulieren und die Auswirkungen der exothermen Reaktionen abzuschwächen.

Der aus der Auflösungszone 26 abgebende Strom gelangt durch die Leitung 29 in das Dampf-Plussigkeits-Trennsystem 30. Der obenliegende heiße Dampfstrom aus diesen Separatoren wird in einer Reihe von Wärmeaustauschern und zusätzlichen . Dampf-Flüssigkeits-Trennstufen gekühlt und durch die Leitung 32 entfernt. Das flüssige Destillat aus diesen Separatoren gelangt durch die Leitung 34 in die Fraktioniervorrichtung 36. Das nichtkondensierte Gas in der Leitung 32 besteht aus unreagiertem Wasserstoff, Methan und anderen leichten Kohlenwasserstoffen plus H₂S und CO₂ und wird zur Entfernung von HpS und CO₂ in die Sauergas-Beseitigungsvorricbtung 38 ' geleitet. Der gewonnene Schwefelwasserstoff wird in elementaren Schwefel umgewandelt, der durch die Leitung 40 aus dem Verfahren entfernt wird. Ein Teil des gereinigten Gases wird durch die Leitung 42 zur weiteren Verarbeitung in eine Tieftemperaturvorrichtung 44 geleitet, um den größten Teil des Methans und Äthans als Rohrleitungsgas zu entfernen, welches durch die Leitung 46 entfernt wird, und um Propan und Butan als LPG zu entfernen, die durch die Leitung 48 gelan-

2 I 4 041 ₃₁

-*¹ Berlin, den 14.11.1979 AP C 10 G/214 041 (55 698 18)

gen* Das Rohleitungsgas in der Leitung 46 und das LPG in der leitung 48 stellen den Nettoertrag dieser Stoffe aus dem Verfahren dar· Der gereinigte Wasserstoff (90%ig rein) in der Leitung 50 wird mit dem restlichen Gas "aus der Sauergasbeseitlgungsvörrichtung 38 in der Leitung 52 gemischt und bildet den rück zuführenden Wasserstoff für das Verfahren,

Der flüssige Schlamm aus dem Dampf-Flüssigkeits-Trennsystem 30 gelangt durch die Leitung 56 und wird in zwei Hauptströme aufgeteilt in den Leitungen 58 und 60. Der Strom in der Leitung 58 besteht aus dem Rückführungsschlamm, der Lösungsmittel, normalerweise feste gelöste Kohle und katalytischem mineralischen Rückstand enthält. Der nichtrückgefuhrte Teil dieses Schlammes gelangt durch die Leitung 60 in die Luft~ . fraktioniervorrichtung 36 j um die Hauptprodukte des Verfahrens abzutrennen·

In der Fraktioniervorriclitung 36 wird das Schlammprodukt bei Luftdruck fraktioniert, um einen obenliegenden Naphthanstrom durch die Leitung 62, einen mittleren Destillatstrom durch die Leitung 64 und einen Bodensatzstrom durch die Leitung 66 zu entfernen. Der Naphthanstrom in der Leitung 62 stellt den Nettoertrag des Verfahrens an Naphtha dar· Die Bodensätze"in der Leitung 66 gelangen zur "Vakuumdestillationskolonne 68. Die Temperatur des Beschickungsmaterials zum Fraktioniersyst em wird normalerweise bei einem ausreichend hohen Wert gehalten, so daß ein zusätzliches Vorwärmen nur bei Anfahroperationen notwendig ist· Ein Gemisch aus dem Brennstoff öl aus der Fraktioniervorrichtung 36 in der Leitung 64 und dem mittleren Destillat, aus der Vakuumdestillationskolonne 68 durch die Leitung 70 gewonnen, bildet das Brennstoffölhauptprodukt des Verfahrens und wird durch die Leitung 72 gewonnen. Der Strom inrder Leitung 72 besteht aus Destillatflüssigkeit von 232 bis 454 ⁰G (450 bis 850 ⁰F), und ein Teil davon kann dem

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Schlamm-Mischtank 12 durch die Leitung 73 zurückgeführt werden, um die Peststoffkonzentration im Beschickungsscblamin und das Verhältnis von Kohle und Lösungsmittel zu regulieren. Der Kückführungsstroin 73 gibt dem Verfahren Flexibilität, da er Variabilität im Verhältnis von Lösungsmittel zu rückgeführtem Schlamm ermöglicht, so daß dieses Verhältnis für das Verfahren nicht durch das in der Leitung 58 herrschende Verhältnis fixiert ist. Dadurch kann sich auch die Pumpfähigkeit des Schlamms verbessern. Der Anteil des Stromes 72, der nicht durch die Leitung 73 zurückgeführt wird, stellt den Nettoertrag an Destillatflüssigkeit aus dem Verfahren dar.

Die Bodensätze aus der Vakuumdestillationskolonne 68, die aus der gesamten nichtzurückgeführten, normalerweise festen gelösten Kohle., ungelösten organischen Substanzen und mineralischen Substanzen, ohne jede Destillatflüssigkeit oder Kohlenwasserstoffgase bestehen, werden durch die Leitung der Teiloxydationsvergaserzone 76 zugeführt. Ein Teil der VTB kann durch die Leitung 13Ο herausgelöst und direkt der Auflösungszone 26 unabhängig vom Schlamm im Mischtank 12 zugeführt werden, um einen zweiten Eückführungsstrom im Rahmen dieser Erfindung zu bilden. Die Menge der Peststoffe in der Leitung 13Ο gleicht die Menge der Beschickungskoble aus, die im Verfahren aufgelöst wurde, um den Feststoffgesamtgehalt in der Auflösungszone 26 auf den Peststoffwert im Beschickungsschlamm-Mischtank 12 zu bringen. Da die Vergasungsvorrichtung 76 kohlenwasserstoffhaltigen Schlammbeschickungsstrom aufnehmen und verarbeiten kann, sollte sich zwischen der Vakuumdestillationskolonne 68 der Vergasungsvorricbtung 76 keine KohlenwasserstoffUmwandlungsstufe, wie beispielsweise' eine Verkokungsvorrichtung, befinden, weil dadurch der Schlamm zerstört wird und nachfolgend eine Aufschlämmung in Wasser notwendig ist. Die Wassermenge, die gebraucht wird, um Koks aufzuschlänxmen, ist größer als

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die Wassernienge, die normalerweise in der Vergasungsvorrichtung gebraucht wird, so daß der Wirkungsgrad der Vergasungsvorrichtung durch die Menge an Wärme gesenkt'wird, die beim Verdampfen des überschüssigen Wassers gebraucht Wird.Stickstofffreier Sauerstoff für die Vergasungsvorrichtung 76 wird durch die Säuerstoffanlage 78 hergestellt und der Vergasungsvorrichtung 76 über die Leitung 80 zugeführt. Dampf wird der Vergasungsvorrichtung 76 durch die Leitung 82 zugeführt. Der gesamte Mineralgehalt der durch die Leitung 10 zugeführten Beschickungskohle wird als inerte Schlacke durch die Leitung 84 aus dem Verfahren entfernt, die vom Boden der Vergasungsvorrichtung 76 abgeht. In der Vergasungsvorrichtung 76 wird Synthesegas hergestellt, und ein Teil davon gelangt durch die Leitung 86 in einen Konverter 88 zur Umwandlung durch eine Konvertierung, bei welcher Dampf und CO in H₂ und COo umgewandelt werden, an welche sich eine Sauergas-Beseitigungszone 89 zur Entfernung von H₂S und CO₂ anschließt. Der gewonnene reine Wasserstoff (90$ig bis 1005$ig rein) wird dann auf Verfahrensdruck mit Hilfe eines Kompressors 90 komprimiert und durch die Leitung 92 als Ergänzungswasserstoff in die Vorwärmzone -22 und in die Auflösungsstufe 26 eingeführt«

Die Menge an Synthesegas, die in der Vergasungsvorrichtung 76 erzeugt wird, kann ausreichen, um den gesamten molekularen ?/asserstoff zu liefern, der durch das Verfahren gebraucht wird, vorzugsweise aber reicht er aus, um ohne Methanierungsstufe auch zwischen 5 und 100 % der Gesamtwärme und des Energiebedarfs des Verfahrens zu liefern. Zu diesem Zweck gelangt der Teil des Synthesegases, der nicht in den Konverter 88 fließt, durch die Leitung 94 zur Säuregas-Beseitigungs-Einheit 96, in welcher CO₂ und H₂S daraus entfernt werden· Die Entfernung des Schwefelwasserstoffs gs« stattet es, daß das Synthesegas die Umweltstandards er-

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füllt, die von einem Brennstoff verlangt werden, während durch die Entfernung von CO₂ der Wärmegehalt des Synthesegases erhöht wird, so daß bei der Verwendung als Brennstoff eine feinere Wärmeregulierung möglich ist· Ein Strom von gereinigtem Synthesegas gelangt durch die Leitung 98 in den Kessel 100» Der Kessel 100 ist mit einer Vorrichtung zur Verbrennung des Synthesegases als Brennstoff versehene Durch die Leitung 102 fließt Y/asser in den Kessel 100, wo dieses zu Dampf umgewandelt wird, der durch die Leitung 104 fließt, um Verfahrensenergie zuzuführen, beispielsweise zum Antreiben der Kolbenpumpe 18. Ein getrennter Strom an Synthesegas aus der Sauergas-Beseitigungseinheit 96 wird durch die Leitung 106 dem Vorwärmer 22 zugeführt, um dort als Brennstoff verwendet zu werden« Das Synthesegas kann ebenso an jedem anderen Punkt des Verfahrens, an dem ein Brennstoff gebraucht wird, eingesetzt werden. Wenn das Synthesegas nicht den gesamten, für das Verfahren erforderlichen Brennstoff liefert, kann der Rest an Brennstoff und Energie der im Verfahren gebraucht wird, aus jedem Uichtpremiumbrennstoffstrom abgeleitet werden, der direkt in der Verflüssi« gungszone erzeugt wird* Wenn es wirtschaftlicher ist, kann ein Teil oder alle Energie für das Verfahren, die nicht aus Synthesegas gewonnen wird, von einer Quelle außerhalb des Verfahrens, nicht gezeigt, bezogen werden, beispielsweise aus einer Elektroenergiequelle* Zusätzliches Synthesegas kann durch die Leitung 112 dem Konverter 114 zugeführt werden, um das Verhältnis von Wasserstoff zu Kohlenmonoxid von 0,6 auf etwa 3 zu erhöhen. Dieses angereicherte Wasserstoffgemisch wird dann durch die Leitung 116 der Methanierungseinheit 118. zur Umwandlung in RohtLeitungsgas zugeführt, das durch die Leitung 120 zum Mischen mit dem Rohrleitungsgas in der Leitung 46 geführt wird. Wenn im Verfahren ein hoher Wärmewirkungsgrad erzielt werden soll, beträgt die Menge an Rohrleitungsgas, das durch die Leitung

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120 fließt, auf der Grundlage des Heizwertes 40 % oder •weniger als die Menge an Synthesegas, die als Verfahrensbrennstoff genutzt wird und die Leitung 98 und 106 durchfließt.

Ein Teil des gereinigten Synthesegasstromes wird durch die Leitung 122 einer Tieftemperaturtrennvorrichtung 124 zugeführt, in welcher Wasserstoff und Kohlenmonoxid voneinander getrennt werden. Anstelle der Tieftemperaturtrennvorrichtung 124 kann eine Adsorptionseinheit verwendet werden. Ein wasserstoffreicher Strom wird durch die Leitung 126 gewonnen und kann mit dem Srgänzungswasserstoffstrom in der Leitung 92 gemischt werden, kann unabhängig in die Verflüssigungszone 26 geführt werden oder als Verfahrensprodukt verkauft werden. Sin an Kohlenmonoxid reicher Strom wird durch die Leitung 128 gewonnen und kann mit dem Synthesegas gemischt werden, das als Verfahrensbrennstoff in der Leitung 98 oder in der Leitung 106 verwendet wird, oder er kann verkauft oder unabhängig davon als Verfahrensbrennstoff oder als chemisches Ausgangsmaterial verwendet werden.

Fig. 7 zeigt, daß die Vergaserzone des Verfahrens stark in die Verflüssigungszone einbezogen ist. Das gesamte Beschikkungsmaterial der Vergaserzone (VTB) wird aus der Verflüssigungszone abgeleitet, und das gesamte gasförmige Produkt der Vergaserzone oder ein Teil dieses Produktes wird innerhalb des Verfahrens verbraucht, entweder als Eeaktionsmittel oder als Brennstoff.

Das erfindungsgemäße Verfahren stellt eine Bereicherung des Standes der Technik dar..Wenn nämlich in einem kombinierten Kohleverflüssigungs-Vergasungssystem, bei welchem ein rückgeführter, mineralischen Rückstand enthaltender Schlamm mit dem Eohkohlebeschickungsscblamm für die Verflüssigungszone gemischt wird, unterliegt der so entstandene Beschickungs-

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schlamm einer Pumpfähigkeitsbeschränkung des Feststoffgesamtgehaltes« Wenn, ein kombiniertes System unter einer solchen Beschränkimg des Feststoffgesamtgehaltes für den Beschickungschlamm arbeitet, stellt jede Steigerung der Rückführungsrate an mineralischem Rückstand im Verhältnis zur Kohlebeschickungsrate eine vorteilhafte katalytische Aktivität und einen Selektivitätsvorteil zugunsten des flüssigen Kohleproduktes auf Kosten der Produkte mit höheren und niedrigeren Siedebereichen dar. Erfindungsgemäß wird diese Aktivität und Selektivitätswirkung mit abnehmenden Verweilzeiten in der Verflüssigungszone vergrößert* Nach der vorliegenden Erfindung wird das Verhältnis von rückgeführtem mineralischem Rückstand zu Beschickungskohle durch Rückführung eines zweiten, mineralischen Rückstand enthaltenden Schlamms in die Verflüssigungszone, unabhängig vom Rohkohlebeschickungsschlamm, erhöht« Die Menge an Peststoffen im zweiten Rückführungsschlamm kann so festgelegt v/erden, daß die fortschreitende Verringerung des Peststoffgehaltes im Verfahrensschlamm auf Grund der Auflösung von Beschickungskohle ausgeglichen wird, so daß der Verfahrensschlamm trotz der fortschreitenden Kohleauflösung die Höchstbeschränkung für den Feststoffgesamtgehalt beibehält.

Claims (7)

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Erfindungsanspruch

1. Kombiniertes Verfahren zur Kohleverflüssigung und -Vergasung, gekennzeichnet dadurch, daß Wasserstoff und ein Beschickungsschlamin der Verflüssigungszone, der aus mine-

_t; ralhaltiger Beschickungskohle, rückgeführtem, gelöstem flüssigem. Kohlelösun-gsmittel, rückgeführter gelöster Kohle, die bei Zimmertemperatur fest ist, und rückgeführtem, mineralischem Rückstand besteht, in eine Kohleverflüssigungszone eingeführt wird, um kohlenwasser stoffhaltiges Material aus dem mineralischen Rückstand zu lösen und um das kohlenwasserstoffhaltige Material zu bydrokracken, um ein aus der Verflüssigungszone ausströmendes Gemisch zu erzeugen, das aus Kohlenwasserstoffgasen, gelöster flüssiger Kohle, fester gelöster Kohle und in Suspension befindlichem Rückstand besteht; ein Teil der genannten gelösten flüssigen Kohle, festen gelösten Kohle und des mineralischen Rückstands in den Beschickungsschlamm der Verflüssigungszone rückgeführt wird; ein anderer Teil der genannten.festen gelösten Kohle und des mineralischen Rückstands in die Verflüssigungszone, unabhängig von dem Beschickungsschlamm der Verflüssigungszone rückgeführt wird; wobei die Verflüssigungszone einen größeren Nettoertrag auf Gewichtsbasis von gelöster flüssiger Kohle mit einem Siedebereich von 232 bis 4-54 ⁰C (45O bis 850 ⁰E) als einen Nettoertrag auf Gewichtsbasis an fester gelöster Kohle von 454⁰C+ (850 ⁰F+) nach der Rückführung erzeugt; gelöste flüssige Kohle und Kohlenwasserstoffgase aus der nichtzurückgeführten festen aufgelösten Kohle und dem mineralischen Rückstand getrennt we-rden, um einen Beschikkungsscblamm für die Vergaservorrichtung zu erzeugen, der im wesentlichen aus dem gesamten Nettoertrag an fester gelöster Kehle und mineralischem Rückstand der Verflüssigungszone besteht; dieser Beschickungs-

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schlamm für die Vergaservorrichtung in eine Vergasungszone mit einer Oxydationszone eingeführt wird' für die Umwandlung von kohlenwasserstoffhaltigem Material in dieser zu Synthesegas; wenigstens ein Teil des Synthesegases in einen gasförmigen, an Wasserstoff reichen Strom umgewandelt und der an Wasserstoff reiche Strom als Verfahren swass erst off in die Verflüssigungszone zugeführt wirdj wobei die Menge an kohlenwasserstoffhaitigern Material, die der Vergasungszone zugeführt wird^ um wenigstens den gesamten Wasserstoffbedarf der Verflüssigungszone in der Vergasungszone herstellen zu können·

2· Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß die Rückführung des anderen Teils der festen gelösten Kohle und des mineralischen Rückstands den JFeststoffgesamtgehalt im Schlamm innerhalb der Verflüssigungszone auf einen Wert erhöht, der dem Wert des Feststoffgesamtgehalts im Beschickungsschlamm verhältnismäßig nahekommt.

3· Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß die Rückführung des anderen Teils der festen gelösten Kohle und des mineralischen Rückstands den Feststoffgesamtgehalt im Schlamm innerhalb der Verflüssigungszone bei einem Wert hält, der im wesentlichen dem Wert des Feststoffgesamtgehalts im Beschickungsschlamm ist·

4« Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Nettoertrag an gelöster flüssiger Kohle mit einem Siedebereich von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰F) mindestens

um 35 Gew.-% größer ist als der Nettoertrag an fester gelöi

(850

gelöster Kohle mit einem Siedebereich über 454 ⁰C +

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5· Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der IJettoertag an flüssiger gelöster Kohle mit einem Siedebereich von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰P) mindestens um 50 Ge\i,-% größer ist als der Nettoertrag an fester gelöster Kohle von 454 ⁰C + (850 ⁰I¹ +).

6. Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Fettoertrag an flüssiger gelöster Kohle mit einem

Siedebereich von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰I?) mindestens um 100 Gew.-% größer ist als der Nettoertrag an fester gelöster Kohle von 454 ⁰C + (850 ⁰F +).

7. Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß die Verflüssigungszone aus einer Vorwärm- und einer
Auflösungsstufe in Reihe besteht und die Verweilzeit in der Auflösungsstufe weniger als 1,4 Stunden beträgt.

8. Verfahren gemäß Punkt 7, gekennzeichnet dadurch, daß die Verweilzeit in^der AuflÖsungsstufe weniger als

1 Stunde beträgt.

9. Verfahren gemäß Punkt 7, gekennzeichnet dadurch, daß die Verweilzeit in der Auflösungsstufe weniger als
0,5 Stunden beträgt·

10. Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß die Menge an kohlenwasserstoffhaltigem Material, die in die Vergasungszone eingeführt wird, ausreicht, damit in der Vergasungszone eine Menge an Synthesegas
erzeugt v/erden kann, die über die Menge hinausgeht, die ZtO? Erzeugung von Wasserstoff in dem an Wasserstoff
reichen Strom notwendig ist.

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11· Verfahren gemäß Punkt 10, gekennzeichnet dadurch, daß der Verbrennungsgesamtheizwert der überschüssigen Menge an Synthesegas zwischen 5 und 100 % des Energiegesamtbedarfs auf Wärmebasis des Kombinationsverfahrens beträgt; und die genannte zusätzliche Menge an Synthesegas als Brennstoff in dem Kombinationsverfahren verbrannt wird·

12· Verfahren gemäß Punkt 10, gekennzeichnet dadurch, daß es die Verbrennung eines Teils der überschüssigen Menge an Synthesegas als Brennstoff in dem genannten Kombinationsverfahren einschließt, wobei dieser Teil aus mindestens 60 Mol-% des gesamten CO- plus Hp-Gehalts der überschüssigen Menge an Synthesegas besteht und wobei dieser Teil zwischen 5 und 100 % des Energiegesamtbedarfs auf Wärmebasis für das Kombinationsverfahren liefert.

13« Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß die Trennung von gelöster flüssiger Kohle und Kohlenwasserstoffgasen von der festen gelösten Kohle und dem mineralischen Rückstand in einer Vakuumdestillationszone erfolgt.

14« Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Beschickungsschlammfür die Vergasungszone aus im wesentlichen der gesamten kohlenwasserstoffhaltigen Beschickung für die Vergasungszone besteht·

15o Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß es die Entfernung des mineralischen Rückstandes als Schlakke aus der Vergasungszone einschließt·

1β· Verfahren genoß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß kein TrennEchritt von Feststoffen und flüssigkeit zur

" ⁴¹ Berlin,'den 14-11.1979 AP C 10 G/214 041 (55 698 18)

Trennung des mineralischen Rückstandes von der festen gelösten Kohle erfolgt·

17. Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß die Höchsttemperatur in der Vergasungszone zwischen etwa 1204 und 1982 ⁰C (2200,und 3600 ⁰P) liegt.

18» Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Koksgesamtertrag in der Verflüssigungszone weniger, als 1 Gew,-% beträgt, auf der Grundlage der Beschikkungskohle,

19* Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß das Molverhältnis von Hp zu CO ih dem Synthesegas weniger als 1 beträgt·

20· Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Nettoertrag an gelöster flüssiger Kohle mit einem Siedebereich von 232 bis 450 ⁰C (450 bis 850 ⁰F) etwa

27 Gew_#-% auf der Grundlage der trockenen Beschickungskolile beträgt·

21· Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß die Umwandlung eines Teils des Synthesegases in einen-.«m Wasserstoff reichen Strom in einem Konverter erfolgt·

22· Verfahren gemäß Punkt !,gekennzeichnet dadurch, daß der Nettoertrag an gelöster flüssiger Kohle mit einem Siedebereich von 232 bis 454 ⁰C (450 bis 850 ⁰S¹) über

28 Gew.-% auf der Grundlage der trockenen Beschickungskohle beträgt,

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23· Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der andere Teil der festen gelösten Kohle und des mineralischen Rückstands, der zurückgeführt wird, auch gelöste flüssige Kohle enthält.

24· Verfahren gemäß Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Nettoertrag auf Gewichtsbasis an fester gelöster Kohle von 454 ⁰C + (850 ⁰P +) nach der Rückführung 17,5 % oder weniger' beträgt.

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