JPH0586438B2 - - Google Patents
Info
- Publication number
- JPH0586438B2 JPH0586438B2 JP17573885A JP17573885A JPH0586438B2 JP H0586438 B2 JPH0586438 B2 JP H0586438B2 JP 17573885 A JP17573885 A JP 17573885A JP 17573885 A JP17573885 A JP 17573885A JP H0586438 B2 JPH0586438 B2 JP H0586438B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- slurry
- solvent
- coal
- reaction
- pressure
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Fee Related
Links
Landscapes
- Production Of Liquid Hydrocarbon Mixture For Refining Petroleum (AREA)
Description
（技術分野）
本発明は、連続式石炭液化方法に関し、装置ト
ラブルを生起させることなく、かつ液化油収率を
増大させるための適正運転条件特に、適正ガス供
給量の制御方法を提供するものである。 （従来技術及びその問題点） 石炭の液化は、固体石炭を軽質油、重質油等の
液状物に転換する技術であり、反応の原理は従来
から既に知られており、通常は高温高圧下で石炭
に水素を添加して液化する方法が採られる。その
際、固体の石炭が常温液状油にまで転化する速度
は比較的遅いため、一般的には１時間前後の反応
時間が必要であり、この反応を促進するため、も
しくは良質の液化油を得る目的で反応雰囲気下に
触媒を共存させる。更に、石炭の如き固体粉を連
続的に高圧系内に圧送することは困難であるた
め、原料石炭はあらかじめ微粉砕され、液体の溶
剤と混合して疑似液体状のスラリーの形で圧送さ
れる。従つて液化反応を実施するためには、この
スラリー化のための溶剤も必要であり、いわゆる
操業条件として多くの因子が存在する。このよう
に多くの操業因子を有する反応を最適化するため
には、各因子毎に膨大な数の実験をくり返す必要
があるが、石炭液化反応の様な高温高圧、気液固
３相という困難な反応を実施するためには、更に
相当の期間と労力を要する。それ故従来のこの種
の検討においては、特定の因子単独については相
当詳細な調査が実施されているものの、残念なが
らこれらを総括的に捉えて整理した例は殆ど見当
たらない。 石炭液化反応における操業因子、即ち原料石
炭、溶剤、触媒、ガス流量、スラリー流量、温
度、圧力及び反応時間等については、連続装置を
前提とすれば、次ぎのように考慮される。先ず、
連続装置においては各因子を大巾に変動させるこ
とは非常に困難である。特に、反応器、分離器等
の容積が不変であることからすれば、スラリー流
量即ち空塔基準でのスラリーの平均滞留時間を変
えることは殆ど期待できない。また、原料石炭、
触媒に関しても、中途でその種類或は量等を変化
させることは先ず無理と考えられる。従つて、連
続装置において或程度変動可能な操業因子として
は、温度、圧力、ガス流量及び溶剤の４因子とい
うことになる。従つて、連続装置においては、こ
の４因子を適切に制御して運転を安定的に継続す
ることになる。 運転の安定的な継続とは、第一義的には石炭か
らの液化油の質的、量的安定生産であり、またこ
のためには装置の安定稼働が必須条件となる。と
言うのも、気液固３相の石炭液化反応において
は、固体沈降或はコーキング等の運転継続を不可
能とする重大な支障が生起し易い。従つて、石炭
液化油の安定的な生産を目指すためには、特にこ
れら閉塞等のトラブルを事前に回避、制御する手
法を確立し、更にこの中で高収率で液化油を産出
する操業条件を選択する必要がある。そこで、本
発明者らは、上記操業条件に関して種々検討を実
施し、そして以下の発明を完成させた。 （発明の構成） 本発明は、石炭と溶剤と触媒とを混合してスラ
リーを調製し、該スラリーを水素含有ガスと共に
高温高圧の反応域に導入して石炭を液化し、反応
後スラリーを製品油、循環油及び残渣とに分別
し、循環油は次いで水素化処理を施した後にスラ
リー化溶剤としてスラリー調製域に循環する石炭
液化法において、(1)式で示される量論変数Ｃが
0.5〜1.0の範囲となるように石炭液化反応の各操
業因子を、或いは特にガス供給量を制御すること
を特徴とする。 Ｇ／α・Ｓ＝Ｃ（Po／exp［（2.50×10-5Tb
−3.33×10-2）BP＋11］−１） ×22400／exp［（3.118×10-3BP＋3.440］
……(1) ここで Ｇ：水素含有ガス供給量［Bl／hr］ Ｓ：スラリー供給量［１／hr］ Ｃ：量論変数 Po：操作圧力［αtm］ Tb：操作温度［〓］ BP：スラリー化溶剤平均沸点［〓］ α：スラリー中溶剤重量分率 （実施態様及び作用） 本発明では、先ず石炭液化油からなる水素化循
環溶剤と石炭及び触媒とを混合してスラリーを調
製する。この際、石炭と溶剤との混合割合は、重
量比で１：１〜１：２程度が好ましい。また触媒
としては、例えば鉄系粉末触媒が石炭に対して
10wt％以下程度用いられる。このような混合比
から成るスラリーは、あらかじめ充分にかく拌、
混合調製することが好ましい。と言うのは、スラ
リー中の各成分には本質的に比重差が存在するた
め、静置状態においては固体と液体との相分離を
生じ、次工程への流送が困難となるためである。 このようにして調製されたスラリーは、次いで
高温高圧の反応工程、即ち反応塔へ水素含有ガス
と共に圧送されて液化反応に付される。一般に、
この液化反応器としては、塔高／塔径比20前後の
空塔型反応器が採用され、スラリー及びガスは並
流上昇流としてこの中を通過する。従つて、この
ような反応塔で石灰の液化反応を実施した場合に
は、一般に以下の様な不都合、トラブルが生じ易
い。溶剤を主体とする液体分の蒸発に伴う固体
分の溢流不能化（ドライアツプ）、反応塔内混
合状況不良に伴う固体粒子の沈降、底部沈積、
ガホールドアツプ増大に伴うスラリー相の反応容
積の減少、反応温度の暴走、コーキング。 このようなトラブルに関し、従来よりその現象
は認められているものの、残念ながらこれらを確
実に抑止する手法については従来殆ど検討が為さ
れておらず、僅かに特開昭57−115487号におい
て、上記の固体沈降をスラリー流量制御の面か
ら、克服した例が開示されているに過ぎない。そ
して、上記の他のトラブルの回避、更により重要
な、実際の連続装置において、運転中においても
良好な応答性を有する制御方法等について従来全
く知見が得られていない。 そこで本発明者らは、これらを回避する制御手
法に関して鋭意研究を実施し、最終的に(1)式の
形、更に詳しく言えば、(1)式中の量論変数Ｃが
0.5〜1.0の範囲内となるように、操業因子特にガ
ス供給量を制御することにより、上記トラブルを
現出させることなく、良好な液化油収率が達成可
能であることをを確認したものである。 即ち、式中のＳ及びαは、各々スラリー供給量
及びスラリー中溶剤重量分率であり、これらは反
応塔サイズが不変である限り、一般的には殆ど固
定された値を採る。従つて、操作変数としては
Ｇ，Po，Tb及びBPということになるが、これ
らの中で、先ずスラリー化溶剤平均沸点（BP）
に関しては、この値を任意に変更することは実際
上にあたつては、ほとんど不可能に近い。何故な
ら、溶剤は液化反応後の留出油の一定留分が循環
的に使用されるものであり、更にこの留分範囲は
ほぼ必然的に決定される性質のものだからであ
る。一般に、反応後のスラリーは蒸留等の分離手
段によつて、軽質油、中質油、重質油等の各種の
留分に分別される。そして、この中から軽質油、
及び中質油等の相対的に軽質な液化油が製品油と
して抜き出され、残りの中質油及び重質油等がス
ラリー化溶剤として循環使用されることになる。
従つて、このような形で循環溶剤が製造される以
上、この性状を変更する自由度は殆ど与えられ
ず、僅かに次工程の水素化処理工程で多少の加工
を施すことが許されるに過ぎない。このような訳
で、先ずBPの任意変更は困難と言える。次ぎに、
操作圧力（Po）、操作温度（Tb）に関しては、
これらは原理的には任意変更可能である。 しかしながら、これらはいわゆる応答性もしく
は制御時間の面から考慮した場合、甚だ効率の悪
いものとなる。と言うのは、先ず圧力に関しては
当業者においては周知の如く、これを急激に変化
させることは自らトラブルを誘発することである
ため、圧力の変更にあたつては実に慎重な操作が
必要である。一方、温度変更については、これを
熱源の操作で実施しようとしても、非常に感度の
鈍いものとなる。何故なら高温高圧の液化装置は
容器、配管等すべて厚肉の耐圧材料で構成されて
いるため、更に殆どの場合が外部加熱方式によつ
て熱を供給するため、外部の熱源を操作しても内
部の流体にその変化が伝わるまでには、相当の応
答遅れが生じることになる。従つて、これらの値
は初期設定としては任意に決定可能であるが、運
転中にこれらの値を変更操作することは余り好ま
しいこととは言えない。一方、水素含有ガス供給
量Ｇに関しては、実際の装置では流量制御もしく
は圧力制御弁によつてその流量がコントロールさ
れる。従つて、Ｇに関しては、この弁開度の変更
によつて任意に流量を変化させることが可能であ
り、更にその開度調節も一般的な空気駆動式のも
のでは殆ど秒単位で設定変更を終了することが可
能である。 故に、(1)式によつて液化反応を制御する場合に
おいて、その最も好ましい形はＧを適切に制御す
ることによつて(1)式を成立させることにあると言
える。ところが、Ｇについてもこれを無制限に変
更する訳には行かず、その範囲としては(1)式中の
Ｃが0.5〜1.0となる様な値が好ましく、この範囲
で操作する限り既述の反応塔内トラブルを回避す
ることができるものである。 即ち、Ｃがこの範囲よりも小さな値となる様な
条件下においては、固体粒子の沈降が生じ易くな
り、また液化油収率も低下して好ましくない。逆
にＣの値が大きくなるとガスホールドアツプの増
大、更にはドライアツプまでをも生ずる危険性が
増し、装置の安定運転の面から回避すべきであ
る。また、液化油収率もＣ＝１程度まではＧの増
大と共に顕著に向上するものの、それ以後はその
効果が薄れ経済的にも余り好ましいことではな
い。尚、(1)式については理想気体の理論、及びこ
れに関する詳細な実験研究によつて導出されたも
のでその過程を説明すれば以下の通りである。 今、純粋の（単一成分の）理想気体においては
次式が成立する。 P2／P1＝V1／V2 ……(2) 一方、多成分（不均一系）の理想気体について
は、 Pi＝XiP ……(3) ［Ｐ＝〓Pi］ ……(3′) なる分圧の法則が成立する。 いま気相成分として供給ガス（Ｈ）と溶剤蒸気
（ｖ）のみが存在すると仮定すると、上記分圧の
法則から Ｐ＝Pv＋Ph……(4) （Pi：分圧） が成立し、さらに Xh＋Xv＝１……(5) （Xi：モル分率） が成立する。 ここで、(3)式を変形すれば、 Pv／Xv＝Ｐ ……(6) Ph／Xh＝Ｐ ……(7) となり、(6)式、(7)式より Ph／Xh＝Pv／Xv ……(8) が得られ、(8)式を変形して Ph／Pv＝Xh／Xv ……(9) が得られる。 一般に、理想気体では、モル分率の比は体積比
に等しいから下記の(10)式が成立する。 Xh／Xv＝Vh／Vv ……(10) （∵Vi：容積） そして、(9)，(10)式から Ph／Pv＝Vh／Vv ……(11) が成立する。 ここで、全圧をPoとすれば、(11)式の左辺は、
（１２）式で示される。 Ph／Pv＝（Po−Pv）／Pv＝（Po／Pv）−１
……(12) 一方、(11)式の右辺に関しては、ガスと溶剤蒸
気との流量比に変換しても差しつかえない筈であ
り、更に溶剤の全量が蒸気になつた場合を考慮す
れば、(13)式が得られる。ただし、溶剤の比重は
１とし、平均分子量をMwとする。 Vh／Vv＝Ｇ／1000αS・22.4／Mw ……(13) ここで、本発明者らはPv及びMwに関して
種々検討を重ねた結果、第２図及び第３図に示す
様な良好な相関関係を発見し、これより、Pv，
Mwが、それぞれ、(14)、(15)式で示されることを突
きとめた。 Pv＝exp［（2.50×10-5Tb−3.33×10-2）BP＋11］
……(14) Mw＝exp［（3.118×10-3BP＋3.440］ ……(15) 以上の(12)〜(15)式に基づいて本発明者らは(1)式
を見い出し、更に(1)式に基づいて、Ｇの値を種々
変更させて検討を実施した結果、量論変数Ｃの値
が0.5〜1.0の範囲において装置トラブルを引き起
こすことなく良好な液化油収率が達成できること
を確認したものである。 以下、本発明を実施例によつて更に詳しく説明
する。 ［実施例 １］ 平均沸点270℃（543〓）の水素化処理溶剤1.5
重量部に対し、亜瀝青炭１重量部を用い、更にこ
れに鉄系触媒0.03重量部を添加してスラリーを調
製し連続式石炭液化装置にて石炭液化実験を実施
した。実験条件は、反応温度450℃（723〓）、圧
力150atm、平均滞留時間60分、スラリー供給量
51／hrとし供給水素ガス量は種々変化させた。 反応後のスラリーは、蒸留によつて沸点540℃
以下の留出油と残渣とに分別し、これより沸点
540℃以下の液化油収率を算出した。次に、平均
沸点291℃（564〓）の水素化処理溶剤を使用し、
圧力を190atmとする他は上記と同様の条件下で
液化実験を実施し、液化油収率を算出した。これ
らの結果を第１図及び第１，２表に示す。図中の
Ａは圧力150atm、Ｂは190atm下での結果である
が、共にＣが0.5〜1.0の範囲で良好な液化油収率
を示すことが分かる。尚、Ｃが１以上ではもはや
液化油収率はほとんど向上せず、ガス量増大の効
果が認められないことが理解できる。
ラブルを生起させることなく、かつ液化油収率を
増大させるための適正運転条件特に、適正ガス供
給量の制御方法を提供するものである。 （従来技術及びその問題点） 石炭の液化は、固体石炭を軽質油、重質油等の
液状物に転換する技術であり、反応の原理は従来
から既に知られており、通常は高温高圧下で石炭
に水素を添加して液化する方法が採られる。その
際、固体の石炭が常温液状油にまで転化する速度
は比較的遅いため、一般的には１時間前後の反応
時間が必要であり、この反応を促進するため、も
しくは良質の液化油を得る目的で反応雰囲気下に
触媒を共存させる。更に、石炭の如き固体粉を連
続的に高圧系内に圧送することは困難であるた
め、原料石炭はあらかじめ微粉砕され、液体の溶
剤と混合して疑似液体状のスラリーの形で圧送さ
れる。従つて液化反応を実施するためには、この
スラリー化のための溶剤も必要であり、いわゆる
操業条件として多くの因子が存在する。このよう
に多くの操業因子を有する反応を最適化するため
には、各因子毎に膨大な数の実験をくり返す必要
があるが、石炭液化反応の様な高温高圧、気液固
３相という困難な反応を実施するためには、更に
相当の期間と労力を要する。それ故従来のこの種
の検討においては、特定の因子単独については相
当詳細な調査が実施されているものの、残念なが
らこれらを総括的に捉えて整理した例は殆ど見当
たらない。 石炭液化反応における操業因子、即ち原料石
炭、溶剤、触媒、ガス流量、スラリー流量、温
度、圧力及び反応時間等については、連続装置を
前提とすれば、次ぎのように考慮される。先ず、
連続装置においては各因子を大巾に変動させるこ
とは非常に困難である。特に、反応器、分離器等
の容積が不変であることからすれば、スラリー流
量即ち空塔基準でのスラリーの平均滞留時間を変
えることは殆ど期待できない。また、原料石炭、
触媒に関しても、中途でその種類或は量等を変化
させることは先ず無理と考えられる。従つて、連
続装置において或程度変動可能な操業因子として
は、温度、圧力、ガス流量及び溶剤の４因子とい
うことになる。従つて、連続装置においては、こ
の４因子を適切に制御して運転を安定的に継続す
ることになる。 運転の安定的な継続とは、第一義的には石炭か
らの液化油の質的、量的安定生産であり、またこ
のためには装置の安定稼働が必須条件となる。と
言うのも、気液固３相の石炭液化反応において
は、固体沈降或はコーキング等の運転継続を不可
能とする重大な支障が生起し易い。従つて、石炭
液化油の安定的な生産を目指すためには、特にこ
れら閉塞等のトラブルを事前に回避、制御する手
法を確立し、更にこの中で高収率で液化油を産出
する操業条件を選択する必要がある。そこで、本
発明者らは、上記操業条件に関して種々検討を実
施し、そして以下の発明を完成させた。 （発明の構成） 本発明は、石炭と溶剤と触媒とを混合してスラ
リーを調製し、該スラリーを水素含有ガスと共に
高温高圧の反応域に導入して石炭を液化し、反応
後スラリーを製品油、循環油及び残渣とに分別
し、循環油は次いで水素化処理を施した後にスラ
リー化溶剤としてスラリー調製域に循環する石炭
液化法において、(1)式で示される量論変数Ｃが
0.5〜1.0の範囲となるように石炭液化反応の各操
業因子を、或いは特にガス供給量を制御すること
を特徴とする。 Ｇ／α・Ｓ＝Ｃ（Po／exp［（2.50×10-5Tb
−3.33×10-2）BP＋11］−１） ×22400／exp［（3.118×10-3BP＋3.440］
……(1) ここで Ｇ：水素含有ガス供給量［Bl／hr］ Ｓ：スラリー供給量［１／hr］ Ｃ：量論変数 Po：操作圧力［αtm］ Tb：操作温度［〓］ BP：スラリー化溶剤平均沸点［〓］ α：スラリー中溶剤重量分率 （実施態様及び作用） 本発明では、先ず石炭液化油からなる水素化循
環溶剤と石炭及び触媒とを混合してスラリーを調
製する。この際、石炭と溶剤との混合割合は、重
量比で１：１〜１：２程度が好ましい。また触媒
としては、例えば鉄系粉末触媒が石炭に対して
10wt％以下程度用いられる。このような混合比
から成るスラリーは、あらかじめ充分にかく拌、
混合調製することが好ましい。と言うのは、スラ
リー中の各成分には本質的に比重差が存在するた
め、静置状態においては固体と液体との相分離を
生じ、次工程への流送が困難となるためである。 このようにして調製されたスラリーは、次いで
高温高圧の反応工程、即ち反応塔へ水素含有ガス
と共に圧送されて液化反応に付される。一般に、
この液化反応器としては、塔高／塔径比20前後の
空塔型反応器が採用され、スラリー及びガスは並
流上昇流としてこの中を通過する。従つて、この
ような反応塔で石灰の液化反応を実施した場合に
は、一般に以下の様な不都合、トラブルが生じ易
い。溶剤を主体とする液体分の蒸発に伴う固体
分の溢流不能化（ドライアツプ）、反応塔内混
合状況不良に伴う固体粒子の沈降、底部沈積、
ガホールドアツプ増大に伴うスラリー相の反応容
積の減少、反応温度の暴走、コーキング。 このようなトラブルに関し、従来よりその現象
は認められているものの、残念ながらこれらを確
実に抑止する手法については従来殆ど検討が為さ
れておらず、僅かに特開昭57−115487号におい
て、上記の固体沈降をスラリー流量制御の面か
ら、克服した例が開示されているに過ぎない。そ
して、上記の他のトラブルの回避、更により重要
な、実際の連続装置において、運転中においても
良好な応答性を有する制御方法等について従来全
く知見が得られていない。 そこで本発明者らは、これらを回避する制御手
法に関して鋭意研究を実施し、最終的に(1)式の
形、更に詳しく言えば、(1)式中の量論変数Ｃが
0.5〜1.0の範囲内となるように、操業因子特にガ
ス供給量を制御することにより、上記トラブルを
現出させることなく、良好な液化油収率が達成可
能であることをを確認したものである。 即ち、式中のＳ及びαは、各々スラリー供給量
及びスラリー中溶剤重量分率であり、これらは反
応塔サイズが不変である限り、一般的には殆ど固
定された値を採る。従つて、操作変数としては
Ｇ，Po，Tb及びBPということになるが、これ
らの中で、先ずスラリー化溶剤平均沸点（BP）
に関しては、この値を任意に変更することは実際
上にあたつては、ほとんど不可能に近い。何故な
ら、溶剤は液化反応後の留出油の一定留分が循環
的に使用されるものであり、更にこの留分範囲は
ほぼ必然的に決定される性質のものだからであ
る。一般に、反応後のスラリーは蒸留等の分離手
段によつて、軽質油、中質油、重質油等の各種の
留分に分別される。そして、この中から軽質油、
及び中質油等の相対的に軽質な液化油が製品油と
して抜き出され、残りの中質油及び重質油等がス
ラリー化溶剤として循環使用されることになる。
従つて、このような形で循環溶剤が製造される以
上、この性状を変更する自由度は殆ど与えられ
ず、僅かに次工程の水素化処理工程で多少の加工
を施すことが許されるに過ぎない。このような訳
で、先ずBPの任意変更は困難と言える。次ぎに、
操作圧力（Po）、操作温度（Tb）に関しては、
これらは原理的には任意変更可能である。 しかしながら、これらはいわゆる応答性もしく
は制御時間の面から考慮した場合、甚だ効率の悪
いものとなる。と言うのは、先ず圧力に関しては
当業者においては周知の如く、これを急激に変化
させることは自らトラブルを誘発することである
ため、圧力の変更にあたつては実に慎重な操作が
必要である。一方、温度変更については、これを
熱源の操作で実施しようとしても、非常に感度の
鈍いものとなる。何故なら高温高圧の液化装置は
容器、配管等すべて厚肉の耐圧材料で構成されて
いるため、更に殆どの場合が外部加熱方式によつ
て熱を供給するため、外部の熱源を操作しても内
部の流体にその変化が伝わるまでには、相当の応
答遅れが生じることになる。従つて、これらの値
は初期設定としては任意に決定可能であるが、運
転中にこれらの値を変更操作することは余り好ま
しいこととは言えない。一方、水素含有ガス供給
量Ｇに関しては、実際の装置では流量制御もしく
は圧力制御弁によつてその流量がコントロールさ
れる。従つて、Ｇに関しては、この弁開度の変更
によつて任意に流量を変化させることが可能であ
り、更にその開度調節も一般的な空気駆動式のも
のでは殆ど秒単位で設定変更を終了することが可
能である。 故に、(1)式によつて液化反応を制御する場合に
おいて、その最も好ましい形はＧを適切に制御す
ることによつて(1)式を成立させることにあると言
える。ところが、Ｇについてもこれを無制限に変
更する訳には行かず、その範囲としては(1)式中の
Ｃが0.5〜1.0となる様な値が好ましく、この範囲
で操作する限り既述の反応塔内トラブルを回避す
ることができるものである。 即ち、Ｃがこの範囲よりも小さな値となる様な
条件下においては、固体粒子の沈降が生じ易くな
り、また液化油収率も低下して好ましくない。逆
にＣの値が大きくなるとガスホールドアツプの増
大、更にはドライアツプまでをも生ずる危険性が
増し、装置の安定運転の面から回避すべきであ
る。また、液化油収率もＣ＝１程度まではＧの増
大と共に顕著に向上するものの、それ以後はその
効果が薄れ経済的にも余り好ましいことではな
い。尚、(1)式については理想気体の理論、及びこ
れに関する詳細な実験研究によつて導出されたも
のでその過程を説明すれば以下の通りである。 今、純粋の（単一成分の）理想気体においては
次式が成立する。 P2／P1＝V1／V2 ……(2) 一方、多成分（不均一系）の理想気体について
は、 Pi＝XiP ……(3) ［Ｐ＝〓Pi］ ……(3′) なる分圧の法則が成立する。 いま気相成分として供給ガス（Ｈ）と溶剤蒸気
（ｖ）のみが存在すると仮定すると、上記分圧の
法則から Ｐ＝Pv＋Ph……(4) （Pi：分圧） が成立し、さらに Xh＋Xv＝１……(5) （Xi：モル分率） が成立する。 ここで、(3)式を変形すれば、 Pv／Xv＝Ｐ ……(6) Ph／Xh＝Ｐ ……(7) となり、(6)式、(7)式より Ph／Xh＝Pv／Xv ……(8) が得られ、(8)式を変形して Ph／Pv＝Xh／Xv ……(9) が得られる。 一般に、理想気体では、モル分率の比は体積比
に等しいから下記の(10)式が成立する。 Xh／Xv＝Vh／Vv ……(10) （∵Vi：容積） そして、(9)，(10)式から Ph／Pv＝Vh／Vv ……(11) が成立する。 ここで、全圧をPoとすれば、(11)式の左辺は、
（１２）式で示される。 Ph／Pv＝（Po−Pv）／Pv＝（Po／Pv）−１
……(12) 一方、(11)式の右辺に関しては、ガスと溶剤蒸
気との流量比に変換しても差しつかえない筈であ
り、更に溶剤の全量が蒸気になつた場合を考慮す
れば、(13)式が得られる。ただし、溶剤の比重は
１とし、平均分子量をMwとする。 Vh／Vv＝Ｇ／1000αS・22.4／Mw ……(13) ここで、本発明者らはPv及びMwに関して
種々検討を重ねた結果、第２図及び第３図に示す
様な良好な相関関係を発見し、これより、Pv，
Mwが、それぞれ、(14)、(15)式で示されることを突
きとめた。 Pv＝exp［（2.50×10-5Tb−3.33×10-2）BP＋11］
……(14) Mw＝exp［（3.118×10-3BP＋3.440］ ……(15) 以上の(12)〜(15)式に基づいて本発明者らは(1)式
を見い出し、更に(1)式に基づいて、Ｇの値を種々
変更させて検討を実施した結果、量論変数Ｃの値
が0.5〜1.0の範囲において装置トラブルを引き起
こすことなく良好な液化油収率が達成できること
を確認したものである。 以下、本発明を実施例によつて更に詳しく説明
する。 ［実施例 １］ 平均沸点270℃（543〓）の水素化処理溶剤1.5
重量部に対し、亜瀝青炭１重量部を用い、更にこ
れに鉄系触媒0.03重量部を添加してスラリーを調
製し連続式石炭液化装置にて石炭液化実験を実施
した。実験条件は、反応温度450℃（723〓）、圧
力150atm、平均滞留時間60分、スラリー供給量
51／hrとし供給水素ガス量は種々変化させた。 反応後のスラリーは、蒸留によつて沸点540℃
以下の留出油と残渣とに分別し、これより沸点
540℃以下の液化油収率を算出した。次に、平均
沸点291℃（564〓）の水素化処理溶剤を使用し、
圧力を190atmとする他は上記と同様の条件下で
液化実験を実施し、液化油収率を算出した。これ
らの結果を第１図及び第１，２表に示す。図中の
Ａは圧力150atm、Ｂは190atm下での結果である
が、共にＣが0.5〜1.0の範囲で良好な液化油収率
を示すことが分かる。尚、Ｃが１以上ではもはや
液化油収率はほとんど向上せず、ガス量増大の効
果が認められないことが理解できる。
【表】
【表】
【表】
一方、以上の実験においてＣが0.5〜1.0の範囲
におけるガス供給量（Ｇ）は、第１表に示すよう
に圧力が150atmの場合にはその値が2600（または
3000）〜6000程度であることが分かる。即ち、Ｇ
の値は常に一定という訳ではなく、他の操作条件
によつてその適正範囲が変化することが理解でき
る。 ［実施例 ２］ 平均沸点270℃の水素化溶剤を使用し、圧力
150atmでＣが0.2、0.8及び1.4となるように各々
水素ガス供給量を調節し、実施例１と同様の液化
実験を実施した。第３表にその結果を示す。先
ず、Ｃ＝0.8の条件下（Ｇ＝2800Nl／ｈ）におい
て72時間の連続運転を実施したが、運転経過は良
好であつた。次に、Ｃ＝0.2の条件下において連
続運転を実施した結果、約25時間後から反応塔入
口前の圧力の上昇が生起し、240atmに達した時
点で装置インターロツクが作動して装置は停止し
た。そこで、反応塔を冷却後解放して内部を点検
したところ、反応塔下部に固形分が沈積してその
入口を塞いでいた。
におけるガス供給量（Ｇ）は、第１表に示すよう
に圧力が150atmの場合にはその値が2600（または
3000）〜6000程度であることが分かる。即ち、Ｇ
の値は常に一定という訳ではなく、他の操作条件
によつてその適正範囲が変化することが理解でき
る。 ［実施例 ２］ 平均沸点270℃の水素化溶剤を使用し、圧力
150atmでＣが0.2、0.8及び1.4となるように各々
水素ガス供給量を調節し、実施例１と同様の液化
実験を実施した。第３表にその結果を示す。先
ず、Ｃ＝0.8の条件下（Ｇ＝2800Nl／ｈ）におい
て72時間の連続運転を実施したが、運転経過は良
好であつた。次に、Ｃ＝0.2の条件下において連
続運転を実施した結果、約25時間後から反応塔入
口前の圧力の上昇が生起し、240atmに達した時
点で装置インターロツクが作動して装置は停止し
た。そこで、反応塔を冷却後解放して内部を点検
したところ、反応塔下部に固形分が沈積してその
入口を塞いでいた。
【表】
一方、Ｃ＝1.4の条件下で運転を実施したとこ
ろ、約11時間後に同様の圧力上昇が生起して運転
を停止した。点検の結果やはり反応塔下部が閉塞
状態であつた。以上の結果から、Ｃが0.5〜1.0の
範囲内にあるＣ＝0.8では連続運転可能であるが、
この範囲を外れた0.2あるいは1.4では、トラブル
が発生し、安定的な連続運転が不可能であること
が分かる。 ［実施例 ３］ ガス供給量を2500Nl／ｈとし、温度を種々変
更した以外は実施例２と同様の液化実験を実施し
た。結果を第４表に示す。
ろ、約11時間後に同様の圧力上昇が生起して運転
を停止した。点検の結果やはり反応塔下部が閉塞
状態であつた。以上の結果から、Ｃが0.5〜1.0の
範囲内にあるＣ＝0.8では連続運転可能であるが、
この範囲を外れた0.2あるいは1.4では、トラブル
が発生し、安定的な連続運転が不可能であること
が分かる。 ［実施例 ３］ ガス供給量を2500Nl／ｈとし、温度を種々変
更した以外は実施例２と同様の液化実験を実施し
た。結果を第４表に示す。
【表】
第４表より明らかなように、Ｃが0.5〜1.0の範
囲では運転は順調であつた。ところが、温度を
753〓（Ｃ＝1.15）に上げた条件では、運転直後
に圧力上昇が生起して運転を停止した。一方、温
度683〓（Ｃ＝0.4）の条件では、運転は安定して
いたものの、液化油収率が低く（38wt％）、反応
の進行が不十分であつた。 ［実施例 ４］ 圧力を種々変化させた以外は、実施例１と同様
の液化実験を実施して、液化油収率を算出した。
結果を第５表に示す。
囲では運転は順調であつた。ところが、温度を
753〓（Ｃ＝1.15）に上げた条件では、運転直後
に圧力上昇が生起して運転を停止した。一方、温
度683〓（Ｃ＝0.4）の条件では、運転は安定して
いたものの、液化油収率が低く（38wt％）、反応
の進行が不十分であつた。 ［実施例 ４］ 圧力を種々変化させた以外は、実施例１と同様
の液化実験を実施して、液化油収率を算出した。
結果を第５表に示す。
【表】
第５表より明らかなように、圧力を上げるほど
液化油収率は向上した。但し、圧力を210から
250atmに増大させても液化油収率は殆ど向上し
ていないことが分かる。他方、圧力を100atmに
すると運転が不安定となり、反応塔を一定温度に
維持することが困難であつたため、運転を中止し
た。 以上の結果より、Ｃが0.5〜1.0の範囲になるよ
うな圧力で運転を行うことが有効であることが理
解できる。 ［実施例 ５］ 平均沸点の異なる溶剤を用いた以外は実施例２
と同様の液化実験を行い、運転の安全性を調査し
た。結果を第６表に示すが、Ｃが0.5〜1.0の範囲
では運転が良好であつたものの、それ以外の条件
では反応不十分もしくは圧力異常が生起した。
液化油収率は向上した。但し、圧力を210から
250atmに増大させても液化油収率は殆ど向上し
ていないことが分かる。他方、圧力を100atmに
すると運転が不安定となり、反応塔を一定温度に
維持することが困難であつたため、運転を中止し
た。 以上の結果より、Ｃが0.5〜1.0の範囲になるよ
うな圧力で運転を行うことが有効であることが理
解できる。 ［実施例 ５］ 平均沸点の異なる溶剤を用いた以外は実施例２
と同様の液化実験を行い、運転の安全性を調査し
た。結果を第６表に示すが、Ｃが0.5〜1.0の範囲
では運転が良好であつたものの、それ以外の条件
では反応不十分もしくは圧力異常が生起した。
【表】
［実施例 ６］
連続式石炭液化装置によつて、下記の条件をベ
ースとして各変数（操作条件）の石炭液化に及ぼ
す影響を調査した。 （ベース条件） Ｇ：3500Nl／ｈ α：0.6 Ｓ：5.0l／ｈ Po：170atm Tb：723〓 BP：543〓 すなわち、上記のベース条件のもとで１つの変
数だけを変化させ、その変化に対応する量論変数
Ｃの値と液化油収率との関係を調べる実験を行つ
た。 (1) 石炭液化反応に及ぼすＳ（スラリー供給量）
の影響 第７表に示すように、Ｓの値を３から10まで
変化させると、その変化に対応して量論変数Ｃ
の値は1.5から0.4までの間になる。これらの変
化に対する液化油収率の変動を調査した。
ースとして各変数（操作条件）の石炭液化に及ぼ
す影響を調査した。 （ベース条件） Ｇ：3500Nl／ｈ α：0.6 Ｓ：5.0l／ｈ Po：170atm Tb：723〓 BP：543〓 すなわち、上記のベース条件のもとで１つの変
数だけを変化させ、その変化に対応する量論変数
Ｃの値と液化油収率との関係を調べる実験を行つ
た。 (1) 石炭液化反応に及ぼすＳ（スラリー供給量）
の影響 第７表に示すように、Ｓの値を３から10まで
変化させると、その変化に対応して量論変数Ｃ
の値は1.5から0.4までの間になる。これらの変
化に対する液化油収率の変動を調査した。
【表】
Ｃと液収率との関係を第４図に示す。この図か
ら分かるように、Ｃが0.5以上において液収率
が向上するが、Ｃが1.0以上では液収率は飽和
する。 (2) 石炭液化反応に及ぼすPo（操作圧力）の影響 第８表に示すように、Poの値を120から300
まで変化させると、その変化に対応して量論変
数Ｃの値は1.30から0.48までの間になる。これ
らの変化に対する液化油収率の変動を調査し
た。
ら分かるように、Ｃが0.5以上において液収率
が向上するが、Ｃが1.0以上では液収率は飽和
する。 (2) 石炭液化反応に及ぼすPo（操作圧力）の影響 第８表に示すように、Poの値を120から300
まで変化させると、その変化に対応して量論変
数Ｃの値は1.30から0.48までの間になる。これ
らの変化に対する液化油収率の変動を調査し
た。
【表】
Ｃと液収率との関係を第５図に示す。この図
から分かるように、Ｃが1.0以下において装置
安定運転が達成されると共に液収率が向上し、
50％を超えるが、Ｃが0.5以下になると液収率
は飽和する。 (3) 石炭液化反応に及ぼすTb（操作温度）の影響 第９表に示すように、Tbの値を673から743
まで変化させると、その変化に対応して量論変
数Ｃの値は0.4から1.2までの間になる。これら
の変化に対する液化油収率の変動を調査した。
から分かるように、Ｃが1.0以下において装置
安定運転が達成されると共に液収率が向上し、
50％を超えるが、Ｃが0.5以下になると液収率
は飽和する。 (3) 石炭液化反応に及ぼすTb（操作温度）の影響 第９表に示すように、Tbの値を673から743
まで変化させると、その変化に対応して量論変
数Ｃの値は0.4から1.2までの間になる。これら
の変化に対する液化油収率の変動を調査した。
【表】
Ｃと液収率との関係を第６図に示す。この図
から分かるように、Ｃが0.5以上において液収
率が向上するが、Ｃが1.0以上になると液収率
は飽和すると共に、安定運転が不能となる。 (4) 石炭液化反応に及ぼすBP（スラリー化溶剤平
均沸点）の影響 第10表に示すように、BPの値を524から597
まで変化させると、その変化に対応して量論変
数Ｃの値は1.1から0.4までの間になる。これら
の変化に対する液化油収率の変動を調査した。
から分かるように、Ｃが0.5以上において液収
率が向上するが、Ｃが1.0以上になると液収率
は飽和すると共に、安定運転が不能となる。 (4) 石炭液化反応に及ぼすBP（スラリー化溶剤平
均沸点）の影響 第10表に示すように、BPの値を524から597
まで変化させると、その変化に対応して量論変
数Ｃの値は1.1から0.4までの間になる。これら
の変化に対する液化油収率の変動を調査した。
【表】
Ｃと液収率との関係を第７図に示す。この図
から分かるように、Ｃが0.5以上において液収
率が向上するが、Ｃが1.0以上になると液収率
は飽和すると共に、安定運転が不能となる。 (5) 石炭液化反応に及ぼすα（スラリー中溶剤重
量分率）の影響 第11表に示すように、αの値を0.5から0.8ま
で変化させると、その変化に対応して量論変数
Ｃの値は1.05から0.66までの間になる。これら
の変化に対する液化油収率と生産性の変動を調
査した。
から分かるように、Ｃが0.5以上において液収
率が向上するが、Ｃが1.0以上になると液収率
は飽和すると共に、安定運転が不能となる。 (5) 石炭液化反応に及ぼすα（スラリー中溶剤重
量分率）の影響 第11表に示すように、αの値を0.5から0.8ま
で変化させると、その変化に対応して量論変数
Ｃの値は1.05から0.66までの間になる。これら
の変化に対する液化油収率と生産性の変動を調
査した。
【表】
第11表からは、αあるいはＣの値に関係なく
液収率は50％を超えているが、生産性の面から
はＣが大きい程有利であることが分かる。但
し、Ｃが1.0以上では装置の安定運転が不可能
となる。 以上の実験結果から、各変数の変動範囲と最
適範囲を把握することができたが、上掲のベー
ス条件は、それぞれの最適範囲を含むものであ
る。そして、(1)式は種々の変数を含むものであ
るが、或る１因子を変動させた場合に液化収率
が良好に推移する範囲は、量論変数Ｃの尺度の
もとではそれが常に0.5から1.0の範囲にあるこ
とが分かる。Ｃの変化は種々の変動因子の変動
を包括的に表しているとも見られるので、上記
のようにＣを0.5から1.0の範囲となるようにそ
れぞれの因子の変動範囲を決めることができ
る。 したがつて、特許請求の範囲第２項の方法を
実施するに当たつては、Ｇ以外の変数をＣの値
が0.5から1.0となる前記ベース条件に設定すれ
ばよいことが理解できる。 （発明の効果） 本発明によれば、装置トラブルを発生すること
なく、しかも高油収率の連続石炭液化操業が可能
である。
液収率は50％を超えているが、生産性の面から
はＣが大きい程有利であることが分かる。但
し、Ｃが1.0以上では装置の安定運転が不可能
となる。 以上の実験結果から、各変数の変動範囲と最
適範囲を把握することができたが、上掲のベー
ス条件は、それぞれの最適範囲を含むものであ
る。そして、(1)式は種々の変数を含むものであ
るが、或る１因子を変動させた場合に液化収率
が良好に推移する範囲は、量論変数Ｃの尺度の
もとではそれが常に0.5から1.0の範囲にあるこ
とが分かる。Ｃの変化は種々の変動因子の変動
を包括的に表しているとも見られるので、上記
のようにＣを0.5から1.0の範囲となるようにそ
れぞれの因子の変動範囲を決めることができ
る。 したがつて、特許請求の範囲第２項の方法を
実施するに当たつては、Ｇ以外の変数をＣの値
が0.5から1.0となる前記ベース条件に設定すれ
ばよいことが理解できる。 （発明の効果） 本発明によれば、装置トラブルを発生すること
なく、しかも高油収率の連続石炭液化操業が可能
である。
第１図は、実施例１におけるＣの値と液化油収
率との関係を示すグラフである。第２図は、本発
明の(1)式を誘導するための、BPとPv（溶剤蒸気
の分圧）との相関関係を示すグラフである。第３
図は、本発明の(1)式を誘導するための、BPと
Mw（溶剤の平均分子量）との相関関係を示すグ
ラフである。第４図は、Ｓ（スラリー供給量）を
３から101／ｈまで変化させたときの対応する量
論変数Ｃと液収率との関係を示すグラフである。
第５図は、Po（操作圧力）を120から300atmまで
変化させたときの対応する量論変数Ｃと液収率と
の関係を示すグラフである。第６図は、Tb（操作
温度）を673から743Kまで変化させたときの対応
する量論変数Ｃと液収率との関係を示すグラフで
ある。第７図は、BP（スラリー化溶剤平均沸点）
を524から597Kまで変化させたときの対応する量
論変数Ｃと液収率との関係を示すグラフである。
率との関係を示すグラフである。第２図は、本発
明の(1)式を誘導するための、BPとPv（溶剤蒸気
の分圧）との相関関係を示すグラフである。第３
図は、本発明の(1)式を誘導するための、BPと
Mw（溶剤の平均分子量）との相関関係を示すグ
ラフである。第４図は、Ｓ（スラリー供給量）を
３から101／ｈまで変化させたときの対応する量
論変数Ｃと液収率との関係を示すグラフである。
第５図は、Po（操作圧力）を120から300atmまで
変化させたときの対応する量論変数Ｃと液収率と
の関係を示すグラフである。第６図は、Tb（操作
温度）を673から743Kまで変化させたときの対応
する量論変数Ｃと液収率との関係を示すグラフで
ある。第７図は、BP（スラリー化溶剤平均沸点）
を524から597Kまで変化させたときの対応する量
論変数Ｃと液収率との関係を示すグラフである。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 石炭と溶剤と触媒とを混合してスラリーを調
製し、該スラリーを水素含有ガスと共に高温高圧
の反応域に導入して石炭を液化し、反応後スラリ
ーを製品油、循環油及び残渣とに分別し、循環油
は次いで水素化処理を施した後にスラリー化溶剤
としてスラリー調製域に循環する石炭液化法にお
いて、下記(1)式で示される量論変数Ｃが0.5〜1.0
の範囲内となるように、各操業因子を設定するこ
とを特徴とする石炭液化反応の制御方法。 Ｇ／α.S＝Ｃ（Po／exp［（2.50×10-5Tb−3
.33×10-2）BP＋11］−１） ×22400／exp［（3.118×10-3BP＋3.440］
……(1) ここで Ｇ：水素含有ガス供給量［NI／hr］ Ｓ：スラリー供給量［１／hr］ Ｃ：量論変数 Po：操作圧力［atm］ Tb：操作温度［〓］ BP：スラリー化溶剤平均沸点［〓］ α：スラリー中溶剤重量分率 ２ Ｇを制御することによつてＣの値を0.5〜1.0
の範囲内とする特許請求の範囲１記載の石炭液化
反応の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP17573885A JPS6236490A (ja) | 1985-08-12 | 1985-08-12 | 石炭液化反応の制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP17573885A JPS6236490A (ja) | 1985-08-12 | 1985-08-12 | 石炭液化反応の制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6236490A JPS6236490A (ja) | 1987-02-17 |
| JPH0586438B2 true JPH0586438B2 (ja) | 1993-12-13 |
Family
ID=16001382
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP17573885A Granted JPS6236490A (ja) | 1985-08-12 | 1985-08-12 | 石炭液化反応の制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6236490A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS63143234U (ja) * | 1987-03-12 | 1988-09-21 | ||
| JPH01210495A (ja) * | 1988-02-18 | 1989-08-24 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 石炭の液化方法 |
| JPH06158057A (ja) * | 1992-11-17 | 1994-06-07 | Nkk Corp | 石炭の液化方法 |
-
1985
- 1985-08-12 JP JP17573885A patent/JPS6236490A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6236490A (ja) | 1987-02-17 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| RU2385346C2 (ru) | Способ обработки с использованием водорода и система для обогащения тяжелой нефти с использованием коллоидного или молекулярного катализатора | |
| US20180334619A1 (en) | Supercritical water upgrading process to produce high grade coke | |
| EP3390580B1 (en) | Supercritical water upgrading process to produce paraffinic stream from heavy oil | |
| DE69632822T2 (de) | In situ verringerung der verkokung eines porösen katalysators in einem superkritischen reaktionsmedium | |
| CA2575445A1 (en) | Process for direct coal liquefaction | |
| JP7446081B2 (ja) | 真空ボトム中にアスファルテンの再利用蓄積のないアップグレードされた沸騰床式反応器 | |
| EP0007656B1 (en) | Process for the continuous thermal cracking of hydrocarbon oils and hydrocarbon mixtures thus prepared | |
| TW201839112A (zh) | 具有較少的結垢沉積物的升級的沸騰床反應器 | |
| US4548711A (en) | Solvent extraction | |
| JP7584538B2 (ja) | ニードルコークスを製造するためのシステムおよび方法 | |
| US4102775A (en) | Conversion process for solid, hydrocarbonaceous materials | |
| US7285694B2 (en) | Thermobaric molecular fractionation | |
| US3640816A (en) | Multiple stage process for producing light liquids from coal | |
| JPH0586438B2 (ja) | ||
| US2799095A (en) | Contacting fluids with subdivided solids for short contact times | |
| US4214974A (en) | Process for hydrogenation of coal | |
| DE19512029A1 (de) | Verfahren zur Herstellung von Paraffinen, Wachsen und Basisölen | |
| US4303498A (en) | Process for manufacture of solvent for coal liquefaction | |
| US1921478A (en) | Production of valuable liquid hydrocarbons | |
| US4191629A (en) | Reactor residuum concentration control in hydroconversion of coal | |
| US3093626A (en) | Polymerization process and apparatus | |
| JP6715709B2 (ja) | 水素化分解油の製造方法及び水素化分解油の製造装置 | |
| US3644201A (en) | Evaporation of water during urea adduct formation | |
| US4898663A (en) | Method for controlling sedimentation in an ebullated bed process | |
| EP0177676B1 (de) | Verfahren zur Prozesseinstellung mit Wärmerückgewinnung für die Sumpfphasehydrierung mit integrierter Gasphasehydrierung |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |