DD147677A5 - Integriertes kohleverfluessigungs-vergasungs-schwerbenzinreformingverfahren - Google Patents

Abstract

Ziel der Erfindung ist, unter Einbeziehung einer Reformingstufe zur Umwandlung von minderwertigem Rohschwerbenzin in hochwertiges Leichtbenzin mit hoher Octanzahl einen hohen Waermewirkungsgrad zu gewaehrleisten. Erfindungsgemaesz wird im wesentlichen die gesamte Menge an normalerweise fester geloester Kohle aus der Verfluessigszone als kohlenwasserstoffhaltiges Einsatzgut einer Vergasungszone zugefuehrt fuer die Umweltwandlung in Synthegas. Ein Teil des Synthesegases wird in einen wasserstofffreien Strom umgewandelt, der er in das Verfahren als Verfahrenswasserstoff zurueckgeleitet wird, wobei die Menge des der Vergasungszone zugefuehrten kohlenwasserstoffhaltigen Material ausreicht, dasz eine zusaetzliche Menge Synthegas ueber die als Verfahrenswasserstoff hinausgehende Menge erzeugt wird. Die zusaetzliche Menge Synthesegas oder eine CO-Fraktion hiervon wird als Brennstoff in dem Verfahren verbrannt, wobei die zusaetzliche MengeSynthesegas oder CO-Fraktion davon so grosz ist, dasz der Wirkungsgrad des Kohle-verfluessigungs-Vergasungs-Reformingverfahren hoechstens zwei Prozentpunkte unter dem Wirkungsgrad des gleichen Verfahrens ohne Reformingschritt liegt.

Description

Berlin, den 20. 6. 80

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Integriertes Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Schwerbenzinreformingverfahren

Anwendungsgebiet der Erfindung

Die Erfindung betrifft ein Verfahren, bei dem Kohleverflüssigungs- und Oxydationsvergasungsvorgänge mit einem Schritt zum Reforming des bei dem Verflüssigungsvorgang erzeugten Schiverbenzins kombiniert werden.

Das erfindungsgemäße Verfahren wird angewandt für Kohleverflüssigungsverfahren, in denen bituminöse, subbituminöse Kohlesorten oder Lignite verarbeitet werden.

Charakteristik der bekannten technischen Lösungen

Bei den bekannten Kohleverflüssigungs-Vergasungsverfahren werden mineralhaltige Roheinsatzkohle, Wasserstoff, gelöstes flüssiges Umlaufmittel/normalerweise feste gelöste Umlaufkohle und Umlaufmineralrückstand einer Kohleverflüssigungszone zugeführt. Durch Lösen von kohlenwasserstoffhaltigem Material und Hydrokracken des kohlenwasserstoffhaltigen Materials wird ein Geraisch erhalten, das aus Kohlenwasserstoff gasen, Schwerbenzin, gelöster, über dem Siedebereich des Schwerbenzins siedender Flüssigkeit, normalerweise fester gelöster Kohle und suspendiertem Mineralrückstand besteht.

Das erzeugte Rohschwerbenzin kann als Produkt des Verfahrens ohne Qualitätsaufbesserung verkauft werden. Rohschwerbenzin ist jedoch wegen seiner Flüchtigkeit und der sich daraus ergebenden Gefahr bei seiner Lagerung kein gut absetzbares

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Produkt.

Zweckmäßigerweise wird daher das in der Verflüssigungszone erzeugte Rohschwerbenzin in eine Reformingzone geleitet, in der es zu Leichtbenzin mit hoher Octanzahl umgewandelt wird«, Für diese Umwandlung ist ein erhöhter Energieverbrauch notwendig, wodurch der Wärmewirkungsgrad des Verfahrens herabgesetzt wird.

Ziel der Erfindung

Ziel der Erfindung ist die Bereitstellung eines verbesserten integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Schwerbenzinreformingverfahrens mit hohem Wärmewirkungsgrad.

Darlegung des Wesens der Erfindung

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, die Reformingzone in den Kohleverflüssigungs-Vergasungsvorgang in der Weise zu integrieren, daß eine minimale Verringerung des Wärmewirkungsgrades gegeben ist.

Das erfindungsgemäße Verfahren ist durch die folgenden Schritte gekennzeichnet;

Leiten von im wesentlichen der gesamten mineralhaltigen Roheinsatzkohle für das Verfahren, Wasserstoff, gelöstem flüssigem Umlauflösungsmittel, normalerweise fester gelöster Umlaufkohle und Umlaufmineralrückstand zu einer Kohleverflüssigungszone zum Lösen von kohlenwasserstoffhaltigem Material von Mineralrückstand und zum Hydrokracken des kohlen-

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wasserstoffhaltigen Materials zur Erzeugung eines Gemisches aus Kohlenwasserstoffgasen, Schwerbenzin, gelöster, über dem Siedebereich des Schwerbenzins siedender Flüssigkeit, normalerweise fester gelöster Kohle und suspendiertem Mineralrückstand; Rezirkulation eines Teiles der gelösten, über dem Siedebereich des Schwerbenzins siedenden Flüssigkeit, normalerweise festen gelösten Kohle von Mineralrückstand in die Verflüssigungszone, Abtrennen einer Schwerbenzinfraktion; Abtrennung von über dem Schwerbenzinbereich siedender Destillatflüssigkeit von .nicht-rezirkulierter normalerweise fester gelöster Kohle und Mineralrückstand zur Erzeugung einer Vergasereinsatzaufschlämmung; Leiten von im wesentlichen, der gesamten Schwerbenzinmenge der Verflüssigungszone durch eine Reformingzone mit Heizeinrichtungen, einem Hydrovorbehandler und einem Reformer für die Umwandlung in Leichtbenzin; wobei in der Reformingzone ein erster wasserstoffreicher Strom erzeugt wird; Zurückleiten des ersten wasserstoffreichen Stromes in das Verfahren zur Verwendung als Verfahrenswasserstoff; wobei die Einsatzaufschlämmung für den Vergaser im wesentlichen die gesamte Menge an normalerweise fester gelöster Kohle und Mineralrückstand der Verflüssigungszone ohne normalerweise flüssige Kohle und Kohlenwasserstoffgase aufweist; Leiten der Vergasereinsatzauf schläramung zu einer Vergasungszone; wobei die Vergasereinsatzaufschlämmung im wesentlichen das gesamte kohlenwasserstoff haltige Einsatzgut für die Vergasungszone bildet; die Vergasungszone eine Oxydationszone für die Umwandlung von kohlenwasserstoffhaltigem Material in Synthesegas umfaßt; Umwandlung eines Teiles des Synthesegases in einen zweiten wasserstoffreichen Strom, und Zurückleiten des zweiten wasserstoffreichen Stromes in das Verfahren zur Verwendung als Verfahrenswasserstoff; wobei die Menge des der

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Vergasungszone zugeführten kohlenwasserstoffhaltigen Materials ausreicht, daß in der Vergasungszone eine zusätzliche Menge Synthesegas über die als Verfahrenswasserstoff hinausgehende Menge erzeugt wird; Verbrennen der zusätzlichen Menge Synthesegas oder einer CO-Fraktion davon ohne Qualitätsverbesserung durch Hydrierung als Brennstoff in dem Verfahren; wobei die zusätzliche Menge Synthesegas oder die CO-Fraktion davon so groß ist, daß der Wirkungsgrad des Kohleverflüssigungs-Vergasungs~Reformingverfahrens höchstens zwei Prozentpunkte unter dem Wirkungsgrad des gleichen Verfahrens ohne Reformingschritt liegt*

Der Verbrennungswärmeinhalt der zusätzlichen Menge Synthesegas sollte erfindungsgemäß mindestens 5,mindestens 50 oder mindestens 70 % des Gesamtenergiebedarfs des Verfahrens ausmachen.

Erfindungsgemäß wird ein vorteilhafter Wärmewirkungsgrad durch die Ausnutzung von Syngas aus der Vergasungszone als Brennstoff für die Reformingzone und/oder an anderer Stelle in dem Verfahren und durch die Rückgewinnung von Wasserstoff aus dem Reformingvorgang zur Verwendung in dem Verfahren erzielt. Dieses System trägt zu einem verbesserten Wärmewirkungsgrad des Verfahrens bei, da die Menge an Syngas, das auf die Qualität von Verfahrenswasserstoff verbessert werden muß, verringert ist.

Die Verflüssigungszone des vorliegenden Verfahrens besteht aus einem endothermen Vorwärmschritt und einem exothermen Lösungsschritt. Die Temperatur in dem Auflöser ist höher

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als die maximale Vorwärmertemperatur, da in dem Auflöser Hydrierungs- und Hydrokrackreaktionen ablaufen. Rückstandsauf schlämmung von dem Auflöser oder von einer anderen beliebigen Stelle in dem Verfahren, die flüssiges Lösungsmittel und normalerweise feste gelöste Kohle und suspendierten Mineralrückstand enthält, wird durch die Vorwärm- und Auflöseschritte rezirkuliert. Gasförmige Kohlenwasserstoffe und flüssiges kohlenwasserstoffhaltiges Destillat werden aus dem Produkttrennsystem der Verflüssigungszone zurückgewonnen. Der Teil der verdünnten mineralhaltigen Rückstandsaufschlämmung von dem Auflöser, der nicht rezirkuliert wird, wird in atmosphärische und Vakuumdestillationskolonnen geleitet. Alle normalerweise flüssigen und gasförmigen Stoffe werden in den Kolonnen als Kopfprodukt entfernt und sind daher im wesentlichen mineralfrei, während konzentrierte mineralhaltige Rückstandsaufschlämmung als Bodenprodukt der Vakuumkolonne (VTB) zurückgewonnen wird.

Normalerweise flüssige Kohle wird hierin als "Destillatflüssigkeit" und "flüssige Kohle" bezeichnet, wobei unter beiden Ausdrücken gelöste Kohle zu verstehen ist, die normalerweise bei Raumtemperatur flüssig ist, einschließlich einer Schwerbenzinfraktion und Flüssigkeit, die über dem Schwerbenzinbereich siedet, wie z. B. Prozeßlösungsmittel. Die konzentrierte Aufschlämmung enthält die gesamte anorganische Mineralsubstanz und das gesamte ungelöste organische Material (UOM), die hier zusammen als "Mineralrückstand" bezeichnet werden. Die Menge von UOM wird stets weniger als 10 bis 15 Masse-% der Einsatzkohle betragen. Die konzentrierte Aufschlämmung enthält auch die 850 ⁰F+ (454 ⁰C+) gelöste Kohle, die normalerweise bei Raumtemperatur fest

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ist und die hier als "normalerweise feste gelöste Kohle" bezeichnet wird. Diese .Aufschlämmung wird in ihrer Gesamtheit ohne irgendwelche Filtration oder einen anderen Feststoff-Flüssigkeit-Trennschritt und ohne Verkoken oder anderen, die Aufschlämmung zerstörenden Schritt einer Partial-Oxydation-Vergasungszone, die zur Aufnahme eines Aufschlämmungseinsatzgutes eingerichtet ist, zur Umwandlung in Synthesegas zugeführt, bei dem es sich um ein Gemisch aus Kohlenmonoxid und Wasserstoff handelt. Die Aufschlämmung ist das einzige kohlenstoffhaltige Einsatzgut, das der Vergasungszone zugeführt wird. Es ist eine Sauerstoffanlage zur Entfernung von Stickstoff aus dem dem Vergaser zugeführten Sauerstoff vorhanden, so daß das erzeugte Synthesegas im wesentlichen stickstofffrei ist.

Ein Teil des Synthesegases wird einer Umlagerungsreaktion unterzogen, um es in Wasserstoff und Kohlendioxid umzuwandeln« Das Kohlendioxid wird dann zusammen mit Hydrogensulfid in einem Säuregasentfernungssystem entfernt. Der gesamte auf diese Weise erzeugte wasserstoff reiche Strom wird in dem Prozeß genutzt. Es wird mehr Synthesegas erzeugt, als zu einem wasserstoff reichen Strom umgewandelt wird. Der größte Teil der überschüssigen Synthesegasmenge oder der gesamte überschüssige Teil wird als Brennstoff innerhalb des Prozesses verbrannt, so daß sein Wärmeinhalt über die Verbrennung zurückgewonnen wird. Synthesegas, das als Brennstoff innerhalb des Prozesses verbrannt wird, wird keinem Methanierungsschritt oder keiner anderen wasserstoffverbrauchenden Reaktion wie z«, B. der Erzeugung von Methanol, vor der Verbrennung in dem Prozeß unterzogen. Alles überschüssige Synthesegas, das nicht als Brennstoff innerhalb

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des Prozesses genutzt werden kann, wird einem Methanierungsschritt oder einem Umwandlungsschritt zu Methanol unterzogen. Bei der Methanierung handelt es sich um einen Prozeß, der im allgemeinen zur Erhöhung des Heizwertes von Synthesegas durch Umwandlung von Kohlenmonoxid zu Methan angewandt wird. Gemäß der Erfindung wird die Menge von kohlenwasserstoff haltigem Material, das in der VTB-Aufschlämmung in den Vergaser gelangt, auf einen Wert reguliert, der nicht nur ausreicht, um durch Partialoxydation und Umlagerungs-Umwandlungsreaktionen den gesamten Wasserstoffbedarf für den Prozeß außer dem in der Reformingzone gebildeten Wasserstoff, zu erzeugen, sondern auch ausreicht, Synthesegas oder eine CO-Fraktion davon zu erzeugen, deren gesamter Verbrennungs-Heizwert ohne Hydrierungs-Qualitätsverbesserung zur Bereitstellung von mindestens 5 oder 10 und vorzugsweise von mindestens 50, 70 oder 80 Prozent der gesamten für den Prozeß erforderlichen Energie auf Wärmebasis ausreicht, wobei diese Energie in Form von Brennstoff für den Vorwärmer, Brennstoff für den Schwerbenzin-Hydrovorbehandler, Dampf für die Pumpen, im Werk erzeugter oder gekaufter Elektroenergie usw. vorliegt.

Die Schärfe der Verfahrensbedingungen der bei dem Auflöseschritt der Verflüssigungszone stattfindenden Hydrierungsund Hydrokrackreaktionen wird erfindungsgemäß variiert, um das Kombinationsverfahren auf einer Basis des Wärmewirkungsgrades zu regulieren. Die Schärfe der Verfahrensbedingungen des Lösungsschrittes ist durch di-e Temperatur, den Wasserstoffdruck, die Verweildauer und die Rezirkulationsgeschwindigkeit des Mineralrückstandes festgelegt. Die Optimierung des Verfahrens auf Basis des Wärmewirkungsgrades

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verlangt Verfahrensflexibilität, so daß der Ausstoß des Vergasers nicht nur den gesamten Bedarf an Verfahrenswasserstoff decken kann, für den die Wasserstoffmenge von dem Reformer nicht ausreicht, sondern auch einen wesentlichen Teil des Energiebedarfs des Verfahrens bereitstellen kann. Zur Optimierung des Wärmewirkungsgrades des Verfahrens muß die gesamte, über die zur Erzeugung von Verfahrenswasserstoff erforderliche Menge hinausgehende Menge Syngas als Brennstoff in dem Verfahren ohne Methanierung oder andere Hydrierungsumvvandlung verbrannt werden, da eine Hydrierungsumwandlung Energie verbraucht und den VVärmewirkungsgrad verringert.

Das VTB wird in seiner Gesamtheit der Vergasungszone zugeführt. Da das VTB den gesamten Mineralrückstand des Verfahrens in Aufschlämmung mit der gesamten im Verfahren erzeugten normalerweise festen gelösten Kohle enthält, ist kein Schritt für die Trennung von Mineralrückstand von gelöster Kohle wie zum Beispiel Filtration, Absetzen, Schwerkraftabsetzen unter Lösungsmittelhilfe, Lösungsmittelextraktion wasserstoffreicher Verbindungen von wasserstoffarmen Verbindungen, die Mineralrückstand enthalten, Zentrifugieren oder ein ähnlicher Schritt erforderlich. In dem Kombinationsverfahren werden auch kein Mineralrückstandtrocknen, Kühlen normalerweise fester gelöster Kohle und keine Beförderung derselben oder keine Schritte von verzögertem oder Flüssigkracken erforderlich. Durch das Ausschalten jedes dieser Schritte wird der Wärmewirkungsgrad des Verfahrens erheblich verbessert.

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Die Rezirkulation eines Teiles der den Mineralrückstand enthaltenden Aufschlämmung durch die Verflüssigungszone erhöht die Konzentration von Mineralrückstand im Vorwärm- und Auflöseschritt. Da die anorganische Mineralsubstanz in dem Mineralrückstand ein Katalysator für die Aufteilungsund Hydrierungsreaktion freier Radikale in der Vorwärmzone und für die Hydrierungs- und Hydrokrackreaktionen in der Auflösezone und auch ein Katalysator für die Umwandlung von Schwefel in Hydrogensulfid sowie für die Umwandlung von Sauerstoff zu Wasser ist, werden die Größe des Auflösers und die Verweildauer darin infolge der Mineralrezirkulation verringert, wodurch der hohe Wirkungsgrad des vorliegenden Prozesses möglich wird. Die Rezirkulation von Mineralrückstand kann an sich schön die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle um etwa die Hälfte senken, so daß die Menge an wertvolleren flüssigen und gasförmigen Kohlenwasserstof produkten erhöht und die Einsatzgutmenge für die Vergaserzone reduziert wird. Infolge der Mineralrezirkulation ist der Prozeß autokatalytisc.h geworden und verlangt keinen Fremdkatalysator, wodurch der Prozeßwirkungsgrad auch wieder erhöht wird. Es ist ein besonderes Merkmal der Erfindung, daß das Umlauflösungsmittel keine Hydrierung in Gegenwart eines Fremdkatalysators zur Auffrischung seiner Wasserstoffdonatorfähigkeiten benötigt.

Das Kohleeinsatzgut für den Prozeß kann aus bituminösen und sibbituminösen Kohlesorten oder Ligniten bestehen. Alle dem Kombinationsprozeß zugeführte Einsatzrohkohle wird in die Verflüssigungszone geleitet und keine direkt in die Vergasungszone, Die Mineralrückstand enthaltende VTB-Aufschlämmung bildet das gesamte kohlenwasserstoffhaltige Einsatzgut für die Vergaserzone. Ein Verflüssigungsprozeß kann mit einem höheren Wärmewirkungsgrad als ein Vergasungsprozeß bei mäßigen Mengen an festem gelöstem Kohleprodukt ablaufen. Zum Teil liegt der Grund dafür, daß ein Vergasungsprozeß einen geringeren Wirkungsgrad aufweist, darin, daß

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bei einem Partialoxydations-Vergasungsprozeß Synthesegas (CO und H„) erzeugt wird und entweder ein nachfolgender Umlagerungsreaktionsschritt zur Umwandlung von Kohlenmonoxid unter Dampfzusatz in Wasserstoff, wenn Wasserstoff das gasförmige Endprodukt sein SoIl₇ oder ein anschließender Umlagerungsreaktions- und Methanierungsschritt, wenn Pipelinegas das endgültige gasförmige Produkt sein soll, notwendig ist» In beiden Fällen ist Kohlendioxid ein Nebenprodukt des nachfolgenden Schrittes, das an die Atmosphäre abgelassen werden muß_e Da damit ein gewisser Verlust des Koh~ lenstoffgehaltes der Einsatzkohle verbunden ist, stellt er eine Verringerung des Wirkungsgrades des Prozesses dar. Vor dem Methanierungsschritt ist ein Umlagerungsreaktionsschritt erforderlich, damit das Verhältnis von CO zu H₂ von etwa 0,6 auf etwa 3 zur Vorbereitung des Gases für die Methanierung erhöht wird. Das Hindurchleiten des gesamten Rohkohleeinsatzgutes durch die Verflüssigungszone ermöglicht die Umwandlung einiger der Kohlebestandteile in Premium-Produkte bei dem höheren Wirkungsgrad der Verflüssigungszone vor der Beförderung von nicht-premium, normalerweise fester gelöster Kohle in die Vergasungszone zur Umwandlung mit einem geringeren Wirkungsgrad,

Die Ausnutzung von Synthesegas oder einem kohlenmonoxidreichen Strom als Brennstoff innerhalb des Prozesses ist wichtig und trägt zu dem hohen Wirkungsgrad des Prozesses bei. Synthesegas oder ein kohlenmonoxid-reicher Strom ist als technischer Brennstoff nicht verkäuflich, da sein Kohlemonoxidgehalt toxisch ist und da er einen niedrigeren Heizwert als Methan hat« Doch keiner dieser Einwände gegen den großtechnischen Einsatz von Synthesegas oder Kohlenmonoxid als Brennstoff hat für den vorliegenden Prozeß Bedeutung, Erstens ist die Anlage für den vorliegenden Prozeß, da sie bereits eine Synthesegasanlage enthält, mit Schutzeinrichtungen gegen die Giftigkeit des Kohlenmonoxids ausgestattet» Ein derartiger Schutz wäre kaum in

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einer Anlage zu finden, die kein.Synthesegas erzeugt. Zweitens braucht das Synthesegas, da es als Brennstoff im Werk selbst verwendet wird, nicht an eine entfernte Stelle transportiert zu werden. Die Pumpkosten von Pipelinegas basieren auf dem Gasvolumen und nicht auf dem Wärmeinhalt. Daher würden die Pumpkosten für den Transport von Synthesegas oder Kohlenmonoxid auf Heizwertbasis viel höher als für den Transport von Methan liegen. Da aber Synthesegas oder Kohlenmonoxid als Brennstoff im IVerk selbst gemäß der Erfindung eingesetzt wird, fallen die Transportkosten nicht ins Gewicht, Da der vorliegende Prozeß die Ausnutzung von Synthesegas oder Kohlenmonoxid als Brennstoff in der eigenen Anlage ohne Methanierungs- oder anderen Hydrierungsschritt vorsieht, weist der Prozeß eine Verbesserung des Wärmewirkungsgrades auf. Der erzielte bessere Wärmewirkungsgrad wird jedoch vermindert oder geht verloren, wenn eine übermäßige Menge von Synthesegas methanisiert und als Pipelinegas verbraucht wird. Auch wenn Synthesegas durch den Vergaser in einer größeren Menge,als sie für den Prozeßwasserstoff gebraucht wird, erzeugt wird und das gesamte überschüssige Synthesegas methanisiert wird, ergibt sich ein nachteiliger Einfluß auf den Wärmewirkungsgrad eines integrierten Verflüssigungs-Vergasungsprozesses,

Der Wärmewirkungsgrad des vorliegenden Prozesses wird erhöht, weil die für den Prozeß erforderliche Energie durch die direkte Verbrennung von in der Vergasungszone erzeugtem Synthesegas geliefert wird. Es ist erstaunlich, daß der Wärmewirkungsgrad eines Verflüssigungsprozesses besser durch die Vergasung der normalerweise festen gelösten Kohle, die aus der Verflüssigungszone stammt, erhöht werden kann als durch die weitere Umwandlung dieser Kohle in der Verflüssigungszone, da die Kohlevergasung bekanntlich die weniger wirksame Methode der Kohleumwandlung im Vergleich zur Kohleverflüssigung ist. Man müßte daher annehmen, daß durch eine zusätzliche Belastung der Vergasungs-

zone, indem von ihr die Erzeugung von Prozeßenergie neben dem Prozeßwasserstoff verlangt wird, der Wirkungsgrad des kombinierten Prozesses verringert werden müßte. Außerdem müßte man davon ausgehen, daß die Beschickung eines Vergasers mit einer Kohle/ die bereits hydriert worden ist, im Vergleich zur Rohkohle ganz besonders unrationell wäre, da die in der Vergasungszone ablaufende Reaktion eine Oxydationsreaktion ist» Trotz dieser Beobachtungen hat man erstaunlicbenveise festgestellt, daß der Wärmewirkungsgrad des vorliegenden- Kombinationsprozesses erhöht wird, wenn der Vergaser eine wesentliche Menge des Prozeßbrennstoffes

oder den größten Teil davon erzeugt sowie den Prozeßwasser-Kohle stoff. Die Erfinaung zeigt, daß in einem Kombinations-'erflüssigungs-Vergasungsprozeß die Umlagerung eines Teiles der Prozeßbelastung aus der wirksameren Verflüssigungszone in die weniger wirksame Vergasungszone in der beschriebenen Weise und in dem beschriebenen Umfang unerwartet zu einem wirksameren Kombinationsprozeß führen kann.

Zur Realisierung des entdeckten vorteilhaften Wärmewirkungsgrades der Erfindung muß die Anlage des Kombinations-Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozesses mit Rohrleitungen für den Transport eines Teiles des in der Partialoxydationszone erzeugten Synthesegases zu einer oder mehreren Verbrennungszonen innerhalb des Prozesses, die mit Einrichtungen für das Verbrennen von Synthesegas ausgestattet sind, versehen sein. Zuerst wird das Synthesegas durch ein Säuregasentfernungssystem für die Entfernung von Hydrogensulfid und Kohlendioxid geleitet,. Die Entfernung von Mydrogensulfid ist aus Gründen des Umweltschutzes erforderlich, während durch die Entfernung von Kohlendioxid der Heizwert des Synthesegases erhöht wird und eine bessere Temperaturregulierung in einem mit Synthesegas als Brennstoff betriebenen Brenner möglich ist. Wie erläutert wurde, muß zur Erlangung der erläuterten Verbesserung hinsichtlich des Wärme-Wirkungsgrades das Synthesegas der Verbrennungszone ohne

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dazwischenliegende Synthesegasniethanierung oder andere Hydrierungsbehandlung zugeführt werden.

Es empfiehlt sich, hohe im Bereich von 2200 bis 3600 ⁰F (1204 bis 1982 ⁰C) liegende Vergasertemperaturen anzuwenden. Durch diese hohen Temperaturen wird der Wirkungsgrad des Prozesses erhöht, da die Vergasung fast des gesamten kohlenstoffhaltigen Einsatzgutes für den Vergaser ermöglicht wird. Diese hohen Vergasertemperaturen können durch eine exakte Einstellung und Regulierung der Geschwindigkeiten -beim Einblasen von Dampf und Sauerstoff in den Vergaser erzielt werden. Die Dampfgeschwindigkeit beeinflußt die endotherme Reaktion von Dampf mit Kohlenstoff bei der Erzeugung von CO und IU/ wogegen die Sauerstoffgeschwindigkeit die exotherme Reaktion von Kohlenstoff mit Sauerstoff zur Erzeugung von C_nJD beeinflußt«. Infolge der hohen oben genannten Temperaturen wird das erfindungsgemäß erzeugte Synthesegas Molverhältnisse von H₂ und CO unter 1 und sogar unter 0,9, 0,S oder 0,7 haben, üedoch wird aufgrund der gleichen Verbrennungswärme von H₂ und CO die Verbrennungswärme des erzeugten Synthesegases nicht niedriger sein als die eines Synthesegases mit höheren Verhältnissen von H₂ und CO. Somit tragen die hohen erfindungsgemäßen Vergasertemperaturen vorteilhaft zu einem höheren Wärmewirkungsgrad bei, da sie die Oxydation fast des gesamten kohlenstoffhaltigen Materials in dem Vergaser ermöglichen, dagegen wirken sich die höheren Temperaturen nicht wesentlich nachteilig in bezug auf das H₂- und CO-Verhältnis aus, da ein großer Teil des Synthesegases als Brennstoff verwendet wird. In Prozessen, in*denen das gesamte Synthesegas einer Hydrierungsumwandlung unterzogen wird, würden niedrige H₂- und CO-Verhältnisse einen erheblichen Nachteil darstellen.

Das Synthesegas kann innerhalb des Prozesses auf der Basis einer aliquoten oder nicht-aliquoten Verteilung seines H₂"" und CO-Gehaltes gleichmäßig aufgeteilt werden. Soll das

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Synthesegas auf einer nicht-aliquoten Basis aufgeteilt werden, kann ein Teil des Synthesegases einem Tieftemperaturseparator oder einer Absorptionsanlage zur Trennung von Kohlenmonoxid von Wasserstoff zugeleitet werden. Es wird ein wasserstoffreicher Strom zurückgewonnen und mit dem Frischwasserstoffst rom zusammen der Verflüssigungszone zugeleitet. Es wird ein kohlenmonoxid-reicher Strom zurückgewonnen und mit Vollbereichs-Synthesegas-Brennstoff, der aliquote Mengen von H₂ und CO enthält/ vermischt oder unabhängig als Prozeßbrennstoff verwendet.

Der Einsatz einer Tieftemperatur- oder Absorptionsanlage oder einer anderen Einrichtung zur Trennung des Wasserstoffs von Kohlenmonoxid trügt zur Prozeßleistung bei_/ da Wasserstoff und Kohlenmonoxid etwa die gleiche Verbrennungswärme abgeben/ Wasserstoff aber ein wertvollerer Reaktant als Brennstoff ist. Die Entfernung von Wasserstoff von Kohlenmonoxid ist in einem Prozeß/ in dem ausreichend Kohlenmonoxid zur Deckung des größten Teils des Prozeßbrennstoffbedarfs zur Verfügung steht/ besonders vorteilhaft. Man hat festgestellt/ daß die Entfernung von Wasserstoff von dem Synthesegasbrennstoff den Heizwert des zurückbleibenden kohlenmonoxid-rei~ chen Stromes tatsächlich erhöhen kann. Ein Synthesegasstrom mit einem Heizwert von 300 BTU/scf (2670 cal,kg/m ) ergab

3 einen erhöhten Heizwert von 321 BTU/scf (2857 cal.kg/m ) nach der Entfernung seines Wasserstoffanteils, Die Möglichkeit des vorliegenden Prozesses zur austauschbaren Nutzung von Vollbereichs-Synthesegas oder eines kohlenmonoxid-reichen Stromes als Prozeßbrennstoff ist für die Rückgewinnung der wertvolleren Wasserstoffkomponente des Synthesegases vorteilhaft/ ohne daß sich ein Nachteil in Form von Abbau des zurückbleibenden kohlenmonoxid-reichen Stromes ergeben würde. Daher kann der zurückbleibende kohlenmonoxidreiche Strom direkt als Prozeßbrennstoff ohne irgendeinen Schritt zur Qualitätsverbesserung verwendet werden.

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Ausführunqsbeispiel

Die Erfindung wird nachstehend an einigen Ausführungsbeispielen näher erläutert

In der beiligenden Zeichnung zeigen:

Fig. 1: die Optimierung des Wärmewirkungsgrades in einer Kombination von Kohleverflüssigungs- Vergasungsprozeß, bei dem das in der Verflüssigungszone erzeugte Schwerbenzin als Produkt des Verfahrens ohne Reformung oder anderen Qualitätsverbesserungsschritt zurückgewonnen wird;

Fig. 2: den Einfluß der erfindungsgemäßen Verfahrensbedingungen auf den Wirkungsgrad des Verfahrens;

Fig. 3: ein Schema für die Durchführung des erfindungsgemäßen Kombinationsverfahrens.

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1 war in der US-Patentanmeldung Anmeldeaktenzeichen Nr, 9o5 299, eingereicht am 12. Mai 1978, enthalten, das hier unter Bezugnahme herangezogen wird« Kurve A von Fig. 1 zeigt die Optimierung des Wärmevvirkungsgrades in einer Kombination von Kohleverflüssigungs-Vergasungsverfahren, bei dem das in der Verflüssigungszone erzeugte Schvverbenzin als Produkt des Verfahrens ohne Reforming oder anderen Qualitätsverbesserungsschritt zurückgewonnen wird. Kurve B von Fig. 1 zeigt den Wärmewirkungsgrad nur eines Vergasungsverfahrens für die Erzeugung von Wasserstoff oder Pipelinegas. Fig. 1 zeigt, daß der Wärmewirkungsgrad eines Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Kombinationsverfahrens, bei dem alle erzeugte normalerweise feste gelöste Kohle der Vergasungszone zugeführt wird, höher ist als der eines Vergasungsverfahrens allein. Die Überlegenheit erreicht ihren höchsten Grad, wenn die Verflüssigungszone eine mittlere Menge an normalerweise fester gelöster Kohle erzeugt, die insgesamt in der Vergasungszone verbraucht wird. Der mittlere Ertrag an normalerweise fester gelöster Kohle wird am einfachsten durch Auf- . schlämmungsrezirkulation erzielt, und zwar durch die katalytische Wirkung der Minerale in der Umlaufaufschlämmung und durch die Möglichkeit der weiteren Umsetzung von rezirkulierter, normalerweise fester gelöster Kohle. Der IVärmewirkungsgrad des Kombinationsverfahrens würde geringer als der eines Vergasungsverfahrens allein sein, wenn die Verfahrensbedingungen beim Verflüssigungsvorgang um so viel weniger scharf wären und die Menge von der Vergasungsanlage zugeführter fester Kohle so hoch wäre, daß die Anlage weit mehr Wasserstoff und gasförmigen Brennstoff erzeugen würde als sie verbrauchen kann, weil dies der St'raightrun-Vergasung der Kohle ähnlich sein würde. Im Gegensatz dazu müßte,

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wenn die Verfahrensbedingungen beim Verflüssigungsprozeß um so viel schärfer wären und die Menge der der Vergasungsanlage zugeführten festen Kohle so gering wäre, daß der Vergaser nicht einmal den in dem Verfahren erforderlichen Wasserstoffbedarf decken könnte (Wasserstofferzeugung ist vorrangig bei der Vergasung), der VVasserstoffmangel aus einer anderen

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und weniger wirksamen Quelle^vie Dampfreforming von in dem Prozeß erzeugten Kohlenwasserstoffgasen, ergänzt werden.

Der Wärmewirkungsgrad jedes hier beschriebenen Prozesses oder Kornbinationsprozesses wird aus der für den Prozeß eingesetzten und aus ihm gewonnenen Energie berechnet* Die Nutzleistung ist gleich dem hohen Heizwert (Kilokalorien) aller aus dem Prozeß zurückgewonnenen Produktbrennstoffe, Die Eingabeenergie ist gleich dem hohen Heizwert der Einsatzkohle des Prozesses plus Heizwert jeglichen dem Prozeß von ,einer Fremdquelle zugeführten Brennstoffes_/ plus Wärme, die zur Erzeugung von käuflicher Elektroenergie gebraucht wird» Geht man von einem Wirkungsgrad von 34 % bei der Erzeugung von Elektroenergie aus, dann ist die Wärme, die zur Erzeugung käuflicher Elektroenergie gebraucht wird, die Wärme, die der gekauften Elektroenergie geteilt durch 0,34 äquivalent ist. Der hohe Heizwert der Einsatzkohle und der Produktbrennstoffe des Prozesses werden für Berechnungen herangezogen. Der hohe Heizwert setzt voraus, daß der Brennstoff trocken ist und daß üer Wärmeinhalt des durch die Reaktion von Wasserstoff und Sauerstoff erzeugten Wassers durch Kondensation zurückgewonnen wird. Der Wärmewirkungsgrad kann wie folgt berechnet werden:

Wirkungsgrad

Energie-

ab ,gäbe

zugeführte Energie

Wärmeinhalt aller zurückgewonnenen Produktbrennstoffe

Wärmeinhalt von

Einsatzko h Ie

/wärmeinhaIt / vni

von allem von außerhalb des Prozesses zugeführtem Brenn-/ stoff

/erforder-/ liehe Wärme zur Erzeugung käuflicher

Elektroenergie y

Alle für den Prozeß bestimmte Einsatzrohkohle ist pulverisiert, getrocknet und mit heißer lösungsmittelhaltiger Um-

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laufaufschlämmung vermischt. Die .Umlaufaufschlämmung ist wesentlich stärker verdünnt als die der Vergasungszone zugeleitete Aufschlämmung, da sie nicht zuerst vakuumdestilliert wurde und einen erheblichen Anteil von 380 bis 850 ⁰F (193 bis 454 C) Destillatflüssigkeit enthält; die die Lösungsmittelfunktion erfüllt. Ein bis vier Teile, vorzugsweise 1,5 bis 2,5 Teile auf Massebasis, Umlaufaufschlämmung werden für einen Teil Rohkohle verwendet. Die Umlaufaufschlämmung, Wasserstoff und Rohkohle werden durch eine beheizte rohrförmige Vorwärmerzone und anschließend zu einer Reaktor- oder Auflöserzone geleitet. Das Verhältnis von Wasserstoff zur Rohkohle liegt im Bereich von 20 000 bis SO 000 und beträgt vorzugsweise 30 000 bis 60 000 scf/Tonne (0,62 bis 2,48 und vorzugsweise 0,93 bis 1,86 m /kg).

Die Temperatur der Reaktanten nimmt allmählich während des Durchflusses durch den rohrförmigen Vorwärmer so zu, daß die Vorwärmerauslaßtemperatur im Bereich von 680 bis 820 ⁰F (360 bis 438 C) und vorzugsweise zwischen etwa 700 und 760 °F (371 und 404 ⁰C) liegt. Die Kohle wird bei dieser Temperatur durch Aufteilungs- und Hydrierungsreaktionen freier Radikale gelöst,und exotherme Hydrierungs- und Hydrokrackreaktionen beginnen. Die durch diese exothermen Reaktionen in dem Auflöser erzeugte Wärme, die gut verteilt ist und eine allgemein einheitliche Temperatur aufweist, erhöht die Temperatur der Reaktanten weiter bis in den Bereich von 800 bis 900 ⁰F (427 bis^; 482 °C) und vorzugsweise 840 bis 870 °F (449 bis 466 °C).| Die Verweildauer in der Auflöserzone ist langer als in der Vorwärmerzone, Die Auflösertemperatur liegt um mindestens 20, 50, 100 oder sogar 200 °F (11,1, 27,8, 55,5 oder sogar 111 °C) höher als die Auslaßtemperatur des Vorwärmers. Der Wasserstoffdruck in dem Vorwärm- und Auflöseschritt liegt im Bereich von 1000 bis 4000 psi und beträgt vorzugsweise 1500 bis 2500 psi (70 bis 280, und vorzugsweise 105 bis 175 kg/cm ), Der Wasserstoff wird der Aufschlämmung an einer oder mehreren

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Stellen zugesetzt» Zumindest ein Teil des Wasserstoffes wird der Aufschlämmung vor dem Einlaß des Vorwärmers zugegeben. Zusätzlicher 'Wasserstoff kann zwischen dem Vorwärmer und dem Auflöser und/oder als Abschreckwasserstoff im Auflöser selbst hinzugefügt werden. Abschreckwasserstoff wird an verschiedenen Stellen eingeblasen, wenn er im Auflöser gebraucht wird, um die Reaktionsternperatur auf einem Wert zu halten, bei dem nennenswerte Verkokungsreaktionen verhindert werden.

Da der Vergaser vorzugsweise unter Druck arbeitet und ein Aufschlämmungseinsatzgut aufnehmen und verarbeiten kann, bildet das Bodenprodukt der Vakuumkolonne ein ideales Einsatzgut für den Vergaser und sollte daher keinem Kohlenwasserstoff-Umwandlungs- oder anderen Prozeßschritten unterzogen werden, der die Aufschlämmung vor dem Vergaser zerstören könnte. Beispielsweise sollte das VTB vor dem Vergaser weder durch ein Delayed-Coking-Verfahren noch durch Fluid-Coking-Verfahren geleitet werden, um daraus ein Coker-Destillat zu erzeugen, da der dabei erzeugte Koks dann in Wasser aufgeschlämmt werden muß, um ihn wieder in einen für den Einsatz in einem Vergaser annehmbaren Zustand zu bringen. Für.die Aufnahme von festem Einsatzgut bestimmte Vergaser müssen mit einem Verriegelungsmechanismus am Beschickungstrichter versehen sein und sind daher komplizierter als für die Aufnahme einer Einsatzaufschlämmung vorgesehene Vergaser. Die VVassermenge, die zur Herstellung einer annehmbaren und pumpfähigen Koksaufschlämmung gebraucht wird, ist viel größer als die VVassermenge, die dem erfindungsgemäßen Vergaser zugeführt werden müßte» Das Aufschlämmungseinsatzgut für den erfindungsgemäßen Vergaser ist im wesent-

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lichen wasserfrei, wenn auch kontrollierte Mengen Wasser oder Dampf unabhängig von der eingesetzten Aufschlämmung in den Vergaser geleitet werden, um CO und H₂ mit Hilfe einer endothermen Reaktion zu erzeugen. Diese Reaktion verbraucht Wärme, während die Reaktion des kohlenstoffhaltigen Einsatzgutes mit Sauerstoff zur Erzeugung von CO Wärme erzeugt. In einem Vergasungsprozeß, bei dem H₂ das bevorzugte Vergasungsprodukt ist und nicht CO, wie z. B. einem, bei dem eine Umlagerungsreaktion, eine Methanierungsreaktion oder

eine Methanolumwandlungsreaktion folgt_/ wäre die Zugabe ei~ ner großen Wassermenge vorteilhaft. Bei dem erfindungsgemäßen Prozeß jedoch, bei dem eine beträchtliche Menge Synthesegas als Prozeßbrennstoff verwendet WiTd₇ hat die Erzeugung von Wasserstoff nur einen geringen Vorteil im Verhältnis zur Erzeugung von CO₇ da H₂ und CO etwa die gleiche Verbrennungswärme haben* Daher kann der erfindungsgemäße Vergaser bei den anschließend erläuterten erhöhten Temperaturen arbeiten, um die nahezu vollständige Oxydation des kohlenstoffhaltigen Einsatzgutes voranzutreiben, obwohl diese hohen Temperaturen ein Synthesegasprodukt mit einem Mo!verhältnis von H_? zu CO unter Eins, vorzugsweise weniger als 0,8 oder 0,9 und am besten unter 0,6 oder 0,7 ergeben.

Da Vergaser im allgemeinen nicht in der Lage sind, das gesamte ihnen zugeführte kohlenwasserstoffhaltige Brennstoff-Einsatzgut zu oxydieren und daher ein Teil unweigerlich in Form von Koks in der abgezogenen Schlacke verloren geht, arbeiten Vergaser möglicherweise mit einem höheren Wirkungsgrad bei einem kohlenwasserstoffhaltigen Einsatzgut im flüssigen Zustand als bei einem festen kohlenstoffhaltigen Einsatzgut wie Koks, Da Koks ein fester abgebauter Kohlenwasserstoff ist, kann er nicht mit einem nahezu 100 %igen Wirkungsgrad wie ein flüssiges kohlenwasserstoffhaltiges Einsatzgut vergast werden, so daß in der im Vergaser gebildeten flüssigen Schlacke mehr verloren geht, als es bei einem flüssigen Vergasereinsatzgut der Fall ist, wodurch sich ein unnötiger Verlust an kohlenstoffhaltigem Material in dem System ergibt, gleich wie das Einsatzgut für den Vergaser beschaffen ist, eine bessere Oxydation desselben wird durch Erhöhung der Vergasertemperaturen gefördert. Es sind daher hohe Vergasertemperaturen zur Erzielung des hohen Wärmewir- ' kungsgrades des erfindungsgemäßen Prozesses erforderlich. Die maximalen erfindungsgemäßen Vergosertemperaturen liegen im allgemeinen im Bereich von 2200 bis 3600 ⁰F (1204 bis

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1982 ⁰C); vorzugsweise bei 2300 bis 3200 °F (1260 bis 1760 °C) und am besten bei 2400 oder 2500 bis 3200 ⁰F (1316 oder 1371 bis 1760 ⁰C), Bei diesen Temperaturen wird der gesamte von der Einsatzkohle stammende Mineralrückstand in flüssige Schlacke umgewandelt, die vom Boden des Vergasers abgezogen wird.

Durch den Verflüssigungsprozeß wird eine beträchtliche Menge von flüssigem Brennstoff und von Kohlenwasserstoffgasen erzeugt. Der Gesamtwärmewirkungsgrad.des Prozesses wird durch die Anwendung von Prozeßbedingungen erhöht, die es ermöglichen, daß erhebliche Mengen von Kohlenvvasserstoffgasen und flüssigen Brennstoffen erzeugt werden, im Gegensatz zu Prozeßbedingungen, die die Erzeugung von entweder nur Kohlenwasserstoffgasen oder nur Flüssigkeiten begünstigen. Beispielsweise sollten in der Verflüssigungszone mindestens. 8 oder 10 Masse% gasförmige C. -C .'-Brennstoffe und mindestens 15 bis 20 Masse% 380 bis 850 ⁰F (193 bis 454 ⁰C) flüssiger Destillatbrennstoff in bezug auf die Einsatzkohle erzeugt werden. Es wird ein Gemisch aus Methan und Äthan zurückgewonnen und als Pipeline-Gas verkauft. Ein Gemisch aus Propan und Butan wird zurückgewonnen und als LPG verkauft. Diese beiden Produkte sind Premium-Kraftstoffe. Im Bereich von 380 bis 850 ⁰F (193 bis 454 ⁰C) siedendes Heizöl, das aus dem Prozeß zurückgewonnen wird, ist ein Premium-Kesselheizöl. Es ist im wesentlichen frei von Mineralsubstanz und enthält weniger als etwa 0,4 oder 0,5 Masse% Schwefel, Das C₅ bis 380 °F (193 ⁰C) Schwerbenzinprodukt stellt im allgemeinen zwischen etwa 4 und etwa 20 M.asse% der Einsatzkohle dar, aber spezieller zwischen etwa 5 und 15 Massel der Einsatzkohle, Diese Menge Schwerbenzin wird direkt unter den Bedingungen der Verflüssigungszone gebildet, und es findet kein unabhängiger Krackschritt außerhalb der Verflüssigungszone statt, Hydrogensulfid wird aus dem Prozeßablaufstrom in einem Säuregasentfernungssystem zurückgewonnen und wird in elementaren Schwefel umgewandelt.

Wie oben erwähnt wurde, zeigt Kurve A von Figur 1 den Wärmewirkungsgrad eines integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozesses, bei dem das Produktschwerbenzin in seiner erzeugten Form verkauft wird und in dem integrierten Prozeß weder verbrannt, hydrobehandelt_/noch reformiert wird. Der integrierte Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozeß von Kurve A der Figur 1 wird mit einer bituminösen Kentucky-Kohle unter Anwendung von Auflöserternperaturen awischen 800 und 860 °F (427 und 460 C) und einem Auflöser-Wasserstoffdruck von 1700 psi (119 kg/cm ) durchgeführt. Die Temperatur im Auflöser ist höher als die maximale Vorwärmertemperatur. Der Verflüssigungszone wird Rohkohle in einer bestimmten Geschwindigkeit zugeführt, und der Mineralrückstand wird in Aufschlämmung mit flüssigem Destillatlösungsmittel und normalerweise, fester gelöster Kohle mit einer Geschwindigkeit rezirkuliert, die im allgemeinen so festgelegt ist, daß der Gesamtfeststoffgehalt der Einsatzaufschlämmung etwa 48 Masse% beträgt, was nahe einem durch die Punpfähigkeit bedingten Grenzfeststoffgehalt von etwa 50 bis 55 Masse% liegt.

Figur 1 betrifft den Wärmewirkungsgrad des Kombinationsprozesses im Verhältnis zur Ausbeute an 850 F+ (454 C+) normalerweise fester gelöster Kohle zusammen mit dem Mineralrückstand, der ungelöste organische Substanz enthält und das aus der Verflüssigungszone gewonnene Bodenprodukt der Vakuurnkolonne darstellt. Dieses Bodenprodukt der Vakuumkolonne ist das einzige kohlenstoffhaltige Einsatzgut für die Vergasungszone und wird der Vergasungszone direkt ohne irgendeine Zwischenbehandlung zugeführt. Die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle im Bodenprodukt der Vakuurnkolonne kann durch Verändern der Temperatur, des Wasserstoffdruckes oder der Verweildauer in der Auflöserzone oder durch Verändern des Verhältnisses von Einsatzkohle zu Umlaufmineralrückstand variiert werden. Kurve A von Figur ist die Kurve des Wärmewirkungsgrades des Kombinations-Ver-

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flüssigungs-Vergasungsprozesses; Kurve B ist der Wärmewirkungsgrad eines typischen Vergasungsprozesses alleine mit einem Umlagerungsreaktor; und Punkt C stellt den allgemeinen Bereich des maximalen Wärmevvirkungsgrades des Kombinationsprozesses dar.

Das Vergasungssystem von Kurve B enthält eine Oxydationszone zur Erzeugung von Synthesegas, eine Kombination von Umlagerungsreaktor und Säuregasentfernungsanlage zur Umwandlung eines Teiles des Synthesegases in einen wasserstoffreichen Strom/ eine getrennte Säuregasentfernungsanlage zur Reinigung eines weiteren Teiles des Synthesegases zur Verwendung als Brennstoff und eine Kombination von Umlagerungsreaktor und Methanisieranlage zur Umwandlung des übrigen Synthesegases in Pipelinegas, Der Wärmewirkungsgrad von Vergasersystemen mit einer Oxydationszone und einer Kombination von Umlagerungsreaktor und Methanisieranlage liegt gewöhnlich im Bereich von 50 bis 65 % und ist geringer als die Wärmewirkungsgrade von Verflüssigungsprozessen mit mäßigen Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle, Die Oxydationsanlage in einem Vergasungssystem erzeugt Synthesegas als ersten Schritt, Wie oben erwähnt wurde, ist Synthesegas, da es Kohlenmonoxid enthält, kein verkäuflicher Brennstoff und muß einer Hydrierungsumvvandlung wie einem Methanierungsschritt oder einer Methanolumwandlung unterzogen werden, um es zu einem marktfähigen Brennstoff aufzuwerten. Kohlenmonoxid ist nicht nur toxisch, sondern hat auch einen geringen Heizwert, so daß die Transportkosten für Synthesegas im Verhältnis zum Heizwert nicht akzeptabel sind. Im vorliegenden Prozeß kann der gesamte oder können zumindest 60 % des Verbrennungsheizwertes des Hp plus CO-Gehaltes des Synthesegases,.das über die Menge hinaus erzeugt wurde, die innerhalb der Anlage für die Erzeugung von Wasserstoff als Brennstoff gebraucht wird, ohne Hydrierungsumvvandlung genutzt werden. Die Möglichkeit,

in dem Prozeß Synthesegas als Prozeßbrennstoff verwenden zu können, trögt zu einem höheren Wärmevvirkungsgrad bei.

Damit das Synthesegas als Brennstoff innerhalb der erfindungsgemäßen Anlage verwendet werden kann, müssen Leitungseinrichtungen für den Transport des Synthesegases oder eines nicht-aliquoten Teils von dessen CO-Gehalt nach der Säuregasentfernung zu einer innerhalb des Prozesses befindlichen Verbrennungszone vorhanden sein, und muß die Verbrennungszone· mit Verbrennungseinrichtungen zur Verbrennung des Synthesegases oder eines kohlenmonoxidreichen Teiles davon als Brennstoff ohne zwischengeschaltete Synthesegas-Hydricrungsanlage ausgerüstet sein.

Figur 1 zeigt, daß der Wärmewirkungsgrad des Verbrennungsprozesses bei über 45 % betragenden Ausbeuten an 850 F + (454 Ct-) gelöster Kohle so gering ist, daß kein günstiger Wirkungsgrad durch die Durchführung eines Kombinationsprozesses mit so hohen Mengen an normalerweise fester gelöster KoIiIe im Vergleich zur alleinigen Vergasung erzielt wird. Wie in Figur 1 gezeigt wird, kann durch die fehlende Rezirkulation von Mineralrückstand zur Katalyse der Verflüssigungsreaktion in einem Verflüssigungsprozeß eine Menge an 850 ⁰F+ (454 ⁰C+) gelöster Kohle von sogar etwa 60 % in bezug auf die Einsatzkohle entstehen. Figur 1 zeigt, daß durch Rezirkulation von Mineralrückstand die Menge von 850 ⁰F+ (454 ⁰C+) gelöster Kohle auf einen Bereich von bis 25 % reduziert werden kann, was dem Bereich des maximalen Wärmewirkungsgrades des Kombinationsprozesses entspricht, Durcti Rezirkulation von Mineralrückstand kann eine genaue Einstellung der Menge an 850 F+ (454 C+) gelöster Kohle zur Optimierung des IVärmewirkungsgrades dadurch erzielt werden, daß die Temperatur, der Wasserstoffdruck, die Verweildauer und/oder das Verhältnis von Umlaufauf schlämmung und Einsatzkohle variiert wird, während ein konstanter Anteil Feststoffe in der Einsatzaufschlämmung beibehalten wird.

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Punkt D- auf Kurve A zeigt den Punkt des chemischen Wasserstoffgleichgewichts für den Kombinationsprozeß. Bei einer Menge von 850 °F+ (454 ⁰C₊) gelöster Kohle von 15 % (Punkt D₁) erzeugt der Vergaser den genauen chemischen Wasserstoffbedarf für den Verflüssigungsprozeß, Der Wärmevvirkungsgrad bei der Menge von S50 F+ (454 C+) gelöster Kohle bei Punkt D₁ ist der gleiche wie der Wirkungsgrad bei der größeren Menge an 350 ⁰F+ (454 °C+) gelöster Kohle von Punkt D₂, Wird der Prozeß im Bereich der geringeren Menge von Punkt D₁ betrieben, wird die Auflöserzone verhältnismäßig groß sein müssen, um den erforderlichen Grad des Hydrokrackens zu ermöglichen und die Vergaserzone wird verhältnismäßig klein sein müssen, da ihr eine verhältnismäßig geringe Menge kohlenstoffhaltiges Material zugeführt wird. Beim Betreiben des Prozesses im Bereich von Punkt D„ wird die Auflöserzone verhältnismäßig klein, da an Punkt D„ Hydrokracken nur in beschränktem Umfang erforderlich ist, aber die Vergaserzone wird verhältnismäßig groß sein, Im Bereich zwischen den Punkten D₁ und D„ werden die Auflöserzone und die Vergaserzone ziemlich ausgeglichen sein, und der Wärmewirkungsgrad wird nahe dem Maximum liegen.

Punkt E₁ auf Kurve A zeigt den Punkt des Prozeßwasserstoffgleichgewichts, worin Wasserstoffverluste im Prozeß einbezogen sind. Punkt E₁ zeigt die Menge an 850 °F+ (454 °C+) gelöster Kohle, die erzeugt und der Vergaserzone zugeführt werden muß, damit so viel gasförmiger Wasserstoff erzeugt werden kann, daß der chemische Wasserstoffbedarf des Prozesses gedeckt werden kann sowie die Verluste an gasförmigem Wasserstoff in Produktflüssigkeit und gasförmigen Strömen ausgeglichen werden können. Die relativ große Menge an 850 ⁰F+ (454 ⁰C+) gelöster Kohle, die an Punkt E₂ erzeugt wurde, wird den gleichen Wärmewirkungsgrad wie den an Punkt E₁ erreichten ergeben. Unter den Bedingungen von Punkt E₁ wird die Größe des Auflösers relativ groß sein, um das an diesem Punkt erforderliche größere Ausmaß an Hydrokracken

zu ermöglichen/ und die Größe dea Vergasers wird entsprechend relativ klein sein. Andererseits wird unter den Bedingungen

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bei Punkt E„ die Größe des Auflösers verhältnismäßig klein/ da ein geringerer Grad von liydrokracken notwendig ist, während die Größe des Vergasers relativ groß sein wird. Die Auflöser- und die Vergaserzone werden etwa in der Mitte zwischen den Punkten E₁ und E„ (d,h_e in der Mitte zwischen 850 ⁰F+ (454 ⁰C+) Kohlemengen von etwa 17/5 und 27 Masse%) in der Größe ziemlich ausgeglichen SeIn₇ und die Wärmewirkungsgrade werden in dieser Zwischenzone am höchsten sein.

An Punkt X auf Linie E₁E₉ wird die Menge an 850 ⁰F+ (454 ⁰C+) gelöster Kohle gerade ausreichen/ um den gesamten Bedarf an Prozeßwasserstoff und den gesamten Bedarf an Prozeßbrennstoff zu decken„ Bei den Mengen an 850 ⁰F+ (454 C+) gelöster Kohle zwischen den Punkten E und X wird alles nicht für Prozeßwasserstoff gebrauchte Synthesegas als Brennstoff innerhalb des Prozesses genutzt/ so daß keine Hydrierungsumwandlung von Synthesegas erforderlich ist und der VVärmewirkungsgrad hoch liegt. Bei Mengen an 850 °F+ (454 °C+) gelöster Kohle im Bereich zwischen den Punkten X und E₂ kann die im Oberschuß von Punkt X erzeugte 850 F+ (454 ⁰C+) gelöste Kohle jedoch nicht innerhalb des Prozesses verbraucht werden und muß daher weiter umgewandelt werden, z.B, für den Verkauf als Pipelinegas methaniert werden.

Figur 1 zeigt/ daß der Wörmewirkungsgrad eines integrier« ten Kohleverflüssigungs-VergasungsprozesseS/ bei dem das Produktschwerbenzin aus dem Prozeß ohne qualitätsverbessernden Schritt entfernt wird, steigt/ wenn die als Brennstoff zur Verfugung stehende Menge Synthesegas zunimmt, und einen Höchstwert im Bereich von Punkt Y erreicht/ an dem das erzeugte Synthesegas gerade den gesamten Prozeßbrennstoffbedarf deckt. Der Wirkungsgrad beginnt an Punkt Y abzusinken/ da mehr Synthesegas erzeugt wird, als der Prozeß als Anlagenbrennstoff verbrauchen kann^und da an Punkt Y

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eine Methanierungsanlage zur Umwandlung des überschüssigen Synthesegases in Pipelinegas vorhanden sein muß. Figur 1 zeigt, daß die besseren Wärmewirkungsgrade erreicht werden können, wenn die erzeugte Menge an 850 ⁰F+ (454 ⁰C+) gelöster Kohle ausreicht, um jede beliebige Menge, beispielsweise von etwa 5, 10 oder 20 bis etwa 90 oder 100 % des Prozeßbrennstoffbedarfs zu decken. Figur 1 verdeutlicht, daß der vorteilhafte Wärmewirkungsgrad nocht/ besteht, wenn auch in abgeschwächtem Maße, wenn der größte Teil des erzeugten Synthesegases ohne Methanierung zur Deckung des Prozeßbrennstoffbedarfs verwendet wird, obgleich eine begrenzte Oberschußmenge Synthesegas erzeugt wird, das, um es verkäuflich zu machen, methanisiert werden muß. Wenn die Menge des erzeugten Synthesegases, das methanisiert werden muß, übermäßig groß wird, wie bei Punkt Z angegeben, geht der vorteilhafte Wirkungsgrad des Koinbinationsprozesses verloren. Interessant ist die Feststellung, daß eine Erhöhung des Wirkungsgrades um 1 % in einer großtechnischen Anlage des in Figur 1 abgebildeten Typs eine jährliche Einsparung von etwa 10 Millionen Dollar ergeben kann.

Aus Figur 1 geht hervor, daß hohe Wärmewirkungsgrade mit mäßigen Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle zusammenhängen, die ihrerseits von gemäßigten Verflüssigungsbedingungen abhängig sind. Bei gemäßigten Bedingungen werden beträchtliche Mengen an Kohlenwasserstoffgasen, Schwerbenzin und flüssigen, über dem Schwerbenzinbereich siedenden Brennstoffen in der Verflüssigungszone erzeugt, und sehr hohe und sehr geringe Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle sind nicht günstig. Wie gezeigt wird, verlangen die gemäßigten Bedingungen^ die zur Erzeugung eines ziemlich ausgeglichenen Gemische von Kohlenwasserstoffgasen, Schwerbenzin und anderen Flüssigkeiten und fester Kohle in der Verflüssigungszone führen, eine Anlage, in der die Größen von Auflöser- und Vergaserzone ziemlich ausgeglichen sind, wobei beide Zonen eine mittlere Größe haben. Wenn die

so

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Grobe von Auflöser- und Vergaserzone weitgehend ausgeglichen ist₇ v/ird der Vergaser mehr Synthesegas erzeugen, als für den Prozeßwasserstoffbedarf erforderlich ist. Daher verlangt ein ausgeglichener Prozeß eine Anlage, in der Einrichtungen für den Durchlauf eines Synthesegasstromes nach 6er Säuregasentfernung zur Verflüssigungszone oder anderweitig zu dem Prozeß an einer oder mehreren Stellen darin zur Verfugung stehen/ die mit Brennereinrichtungen für das Verbrennen des Synthesegases oder eines kohlenmonoxid-reichen Teiles davon als Anlagenbrennstoff ausgestattet sind. Im allgemeinen wird eine andere Art Brenner für die Verbrennung von Synthesegas oder Kohlenmonoxid als für die Verbrennung von Kohlenwasserstoffgasen erforderlich sein. Nur in einer derartigen Anlage läßt sich ein optimaler IVärmewdrkungsgrad erzielen. Ein solches Anlagenmerkmal ist daher kritisch/ wenn in einer Anlage die erfindungsgemäße Entdeckung der Optimierung des Würmewirkungsgrades verwirklicht werden soll.

In dem Prozeß erzeugter Mineralrückstand bildet einen Hydrierungs- und Hydrokrackkatalysator_/und dessen Rezirkulation innerhalb des Prozesses zur Erhöhung seiner Konzentration führt zu einer Steigerung der Geschwindigkeiten der normalerweise auf natürlichem Wege erfolgenden Reaktionen/ wodurch die erforderliche Verweildauer in dem Auflöser verkürzt und/oder die erforderliche Grö?je der Auflöserzone verringert wird. Der Mineralrückstand ist in der Produktaufschlämniung in Form von sehr kleinen Teilchen mit einer Größe von 1 bis 20 Mikrometer suspendiert/ und die geringe Größe der Teilchen trägt möglicherweise zur Verstärkung ihrer katalytisches! Wirksamkeit bei. Durch die Rezirkulation von katalytischem Material wird die Menge des notwendigen Lösungsmittels ganz drastisch verringert. Daher scheint die Rezirkulation von Prozeßrnineralrückstand in Aufschlämmung mit flüssigem Destillatlös'ungsmittel in einer Menge/ die zur Erzielung eines angemessenen Gleichgewichts

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der katalytischen Aktivität ausreicht/ den Wärmewirkungsgrad des Prozesses zu erhöhen.

Die auf die Rezirkulation von Prozeßmineralrückstand zurückzuführenden katalytischen und anderen Wirkungen, können die Menge der normalerweise festen gelösten Kohle in der Verflüssigungszone durch llydrokrackreaktionen um etwa die Hälfte oder mehr reduzieren und zu einer erhöhten Entfernung von Schwefel und Sauerstoff führen. Wie aus Figur 1 hervorgeht/ ergibt eine Menge von 850 ⁰F+ (454 °C+) Kohle von 20 bis 25 % fast einen maximalen Wärmewirkungsgrad in dem erläuterten kombinierten Verflüssigungs-Vergasungsprozeß. Ein ähnlicher Grad des Hydrokrackens kann nicht zufriedenstellend erreicht werden/ wenn man die Auflösertemperatur unbegrenzt mit Hilfe der darin ablaufenden exothermen Reaktionen ansteigen ließe/ da übermäßige Verkokung auftreten würde.

Der Einsatz eines Fremdkatalysators in dem Verflüssigungsprozeß kann mit der Rezirkulation von Mineralrückstand nicht gleichgesetzt werden/ da durch die Einführung eines Fremdkatalysators die Prozeßkosten erhöht würden/ der Prozeß komplizierter würde und daher der Wirkungsgrad des Prozesses im Vergleich zum Einsatz eines vorhandenen oder in-situ-Katalysators verringert würde. Daher wird für den vorliegenden Prozeß kein Fremdkatalysator erforderlich oder eingesetzt.

Wie bereits erwähnt wurde/ betrifft die Kurve der Optimierung des Wärniewirkungsgrades in Figur 1 speziell die Optimierung des Wärmewirkungsgrades im Verhältnis zur Menge normalerweise fester gelöster Kohle und verlangt/ daß alle gewonnene normalerweise feste gelöste Kohle/ ohne flüssige Kohle oder Kohlenwasserstoffgase/ dem Vergaser zugeführt wird. Daher ist es kritisch/ daß jede Anlage/ die die beschriebene Kurve der Wirkungsgradoptirnierung anstrebt/

-Steine Vakuumdestillationskolonne, vorzugsweise in Verbindung mit einer atmosphärischen Kolonne/ zur Erzielung einer vollständigen Trennung von normalerweise fester gelöster Kohle von flüssiger Kohle und Kohlenwasserstoffgasen aufweist* Eine atmosphärische Kolonne alleine reicht zur vollständigen Entfernung von Destillatflüssigkeit von normalerweise fester gelöster Kohle nicht aus. Wenn flüssige Kohle zu dem Vergaser geleitet wird, dann wird der Wirkungsgrad sinken/ da flüssige Kohle im Gegensatz zu normalerweise fester gelöster Kohle ein Premium-ßrennstoff ist, Flüssige Kohle verbraucht bei ihrer Erzeugung mehr Wasserstoff _/ als es..bei normalerweise fester gelöster Kohle der Fall ist. Der anteilsmäßig in flüssiger Kohle vorhandene Wasserstoff würde in der Oxydationszone verschwendet, und diese Verschwendung würde den Wirkungsgrad des Prozesses vermindern.

Wie oben erläutert/ wird in der Verflüssigungszone eine Reihe von Produkten wie Rohschwerbenzin erzeugt/ und in dem in Figur 1 dargestellten Prozeß wird das gesamte erzeugte Rohschwerbenzin als Produkt des Prozesses ohne Qualitätsaufbesserung für den Verkauf entfernt, Jedoch stellt Rohschwerbenzin wegen seiner Flüchtigkeit und der Gefahr bei seiner Lagerung kein gut absetzbares Produkt dar. Es empfiehlt sich daher, in die Kombination von Verflüssigungs-Vergasungszone eine Reformingzone für die Verbesserung des im Prozeß gewonnenen Schwerbenzins zu einem Leichtbenzin mit hoher Octanzahl aufzunehmen.

In dem erfindungsgemäßen Prozeß ist eine Schwerbenzin-Reformingzone in einen kombinierten Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozeß nach obiger Beschreibung einbezogen. Die bei dem Verflüssigungsvorgang erzeugte Rohschwerbenzinfraktion enthält im allgemeinen etwa 4 bis 20 Masse% der Einsatzkohle auf Trockenbasis,, und spezieller enthält sie etwa 5 bis 15 Masse% der trockenen Einsatzkohle. Das Rohschwerbenzin wird im allgemeinen eine C -330 °F (193 C) Fraktion

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enthalten, kann aber jede Fraktion im Bereich von C₅ bis 350 ⁰F (177 ⁰C) bis C₅ bis 450 ⁰F (233 ⁰C) umfassen. Wenn ein Teil oder auch das gesamte Rohschvverbenzin als Prozeßbrennstoff verwendet wird, wird die Menge des erzeugten Schwerbenzins niemals ausreichen, um den gesamten Brennstoffbedarf des Verfahrens zu decken, und zwar vor allem deswegen, weil eine größere Schwerbenzinmenge verschärfte Verfahrensbedingungen und einen erhöhten Energieverbrauch erfordert.

In der Verflüssigungszone erzeugtes Rohschwerbenzin wird in eine Reformingzone geleitet, in der das Rohschwerbenzin in Leichtbenzin mit hoher Octanzahl umgewandelt wird und eine geringe Menge an Nebenprodukt in Form von C₁ - C .-Gasen anfällt« Die Reformingzone weist in Reihe einen ersten Vorwärmer, einen katalytischen Hydrovorbehandler, einen zweiten Vorwärmer und einen katalytischen Reformer auf. Der Hydrovorbehandler enthält einen Metallkatalysator der Gruppe VI - Gruppe VIII wie Kobalt-Molybdän oder Nickel-Kobalt-Molybdän auf einer nichtkrackenden Unterlage wie Tonerde. Das Schwerbenzin wird in der Hydrovorbehandlungszone von Schwefel und von Stickstoff befreit. Die Verfahrensbedingungen in der Hydrovofbehandlungszone sehen eine im Bereich von 600 bis 850 ⁰V (316 bis 454 ⁰C) liegende Temperatur und einen Wasserstoffdruck im Bereich von 500 bis 2000 psi (35

2 bis 140 kg/cm ) vor.

Der Reformer enthält einen Edelmetallkatalysator wie Platin oder Palladium auf einer nicht-krackenden Unterlage wie Tonerde. Die Verfahrensbedingungen in dem Reformer umfassen eine Temperatur im Bereich von 800 bis 975 °F (427 bis 524 ⁰C) und einen Wasserstoffdruck im Bereich von 100 bis

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800 psi (7 bis 56 kg/cm ). Obwohl in dem Hydrovorbehandler Wasserstoff für die Durchführung der Entschvvefelungs- und Stickstoffentzugsreaktionen verbraucht wird, finden im Reformer Dehydrierungs- und Dehydrocyclisierungsreaktionen statt,

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durch die eine größere Menge Wasserstoff erzeugt wird, als im Hydrovorbehandler verbraucht wird, so daß in der kombinierten Reformingzone eine Nettoerzeugung von Wasserstoff erfolgt« Die beiden Vorwärmöfen in der Reformingzone verbrauchen jedoch Wärmeenergie/ und die in der kombinierten Reformingzone verbrauchte Menge an Wärmeenergie übersteigt die Wärmeenergie/ die in der Nettowasserstoffmenge der Reformingzone vorhanden ist. Daher wird der Wärmevvirkungsgrad des integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformingvorganges niedriger sein als der Wärmewirkungsgrad des integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungsvorganges von Figur I₁ bei dem das Schwerbenzinprodukt nicht qualitativ verbessert wird. Natürlich wird die Einbuße an Wärmewirkungsgrad durch den größeren wirtschaftlichen Wert des erzeugten Leichtbenzins im Vergleich zum Wert des Rohschwerbenzins ausgeglichen. Es ist eine Aufgabe der Erfindung/ die Reformingzone in den Kohleverflüssigungs-Vergasungsvorgang in einer Weise zu integrieren/ daß eine hohe Prozeßflexibilität und/oder eine minimale Verringerung des Wärmewirkungsgrades gegeben sind.

Die vorliegende Erfindung wird durch die Kurven des Wärmewirkungsgrades M/ N und 0 in Figur 2 verdeutlicht. Die in diesen drei Kurven veranschaulichten Prozesse weichen voneinander durch die Art der Behandlung des Schwerbenzinproduktes ab. Kurve M von Figur 2 zeigt den gleichen Prozeß, wie er in Figur 1 dargestellt wurde, der integrierte Kohleverflüssigungs- und -vergasungszonen aufweist/ in denen das erzeugte Schwerbenzin aus dem Prozeß entfernt wird. Kurve 0 zeigt den Wärmevvirkungsgrad eines dem von Kurve M ähnlichen Prozesses/ mit dem Unterschied/ daß die gesamte in der Verflüssigungszone erzeugte Schvverbenzinf raktion als Brennstoff innerhalb des Prozesses verbrannt wird. Kurve N zeigt den Wärmevvirkungsgrad eines ähnlichen Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozesses/ in den eine Schwerbenzinreformerzone integriert ist. Die Schwerbenzinreformingzone besteht aus

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Schwerbenzinhydrobehandlungs- und Reformingschritten für die Qualitätsverbesserung der gesamten in der Verflüssigungszone gebildeten Schwerbenzinfraktion zu Leichtbenzin. Bei den Prozessen der Kurven 0 und N liefert der Vergaser Syngasbrcnnstoff für den Reformer bis zu dein Umfang, in dem Syngas zur Verfugung steht und gebraucht vvird_/ während der in dem Reformer erzeugte Wasserstoff als Reaktionsmittel in der Verflüssigungszone Anwendung findet«, In dem Prozeß von Kurve N sind die Verwendung von Syngasbrennstoff in der Reformerzone und die Verwendung von in öer Reformerzone erzeugtem Wasserstoff innerhalb des Prozesses voneinander abhängige Prozeßuerkmale, da die Erzeugung von Wasserstoff innerhalb der Reformerzone/ die mit Hilfe der vom Syngas gelieferten Energie erfolgt, eine verstärkte Verwendung von Syngas als Brennstoff ermöglicht, ohne daß das Syngas selbst einer energieverbrauchenden Umlagerungsreaktion zur Umwandlung in Wasserstoff unterzogen werden muß. Die Verwendung von Syngas als Brennstoff in der Reformingzone in Verbindung mit der Rückgewinnung von Wasserstoff aus der Reformingzone ist daiier effektiver als die direkte Aufbesserung des Syngases zu Wasserstoff,

Aus Kurve M geht hervor, daß der Vergaser bei der relativ geringen Menge P an normalerweise fester gelöster Kohle genau die Menge Wasserstoff erzeugt, die für die Deckung des Wasserstoffbedarfs der Verflüssigungszone notwendig ist. Bei geringeren als den durch Punkt P angezeigten Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle kann der Vergaser den Wasserstoffbedarf für den Prozeß nicht decken, so daß der Wirkungsgrad des Prozesses sinkt, da wertvolle Produktkohlenwasserstoffgase dampfreformiert werden müssen, um das Defizit an Prozeßwasserstoff auszugleichen. In dem Maße, wie die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle über die dem Punkt P entsprechende Menge hinaus ansteigt, wird der Vergaser zunehmend in die Lage versetzt, nicht nur den Wasserstoff für den gesamten Prozeßbedarf zu liefern, sondern

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auch zusätzliches Syngas für die Verwendung als Prozeßbrennstoff, so daß mehr wertvolle Produktvvasserstof fgase als Prozeßbrennstoff zur Verfugung gestellt werden. Bei einer Menge S an normalerweise fester gelöster Kohle erzeugt der Vergaser den gesamten Bedarf an Wasserstoff und Syngasbrennstoff, so daß der Prozeß einen höchsten Wirkungsgrad erreicht. Bei einer höheren Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle ist die Syngasmenge so hoch, daß ein Teil des Syngasproduktes zur Umwandlung in Pipelinegas hydriert werden muß, das im Gegensatz zu Syngas ein verkäuflicher Brennstoff ist, dessen Erzeugung aber zu einer Senkung des Prozeßwirkungsgrades führt.

Bei Kurve 0 ist der Prozeßwirkungsgrad bei einer Menge P an normalerweise fester gelöster Kohle verhältnismäßig niedrig, da der Vergaser nicht in der Lage ist, eine Wasserstoffmenge zu erzeugen, die zur Deckung des Prozeßbedarfs ausreichend ist, so daß wertvolle in dem Prozeß erzeugte Kohlenvvasserstoffgase dampfreformiert werden müssen, ^J Jt- Trozeß- '

um das Defizit hinsichtlich des erforderlichen Wasserstoffs auszugleichen. Bei einer Menge Q an normalerweise fester gelöster Kohle kann der Vergaser so viel Wasserstoff erzeugen, daß der gesamte Bedarf an Prozeßwasserstoff gedeckt werden kann, so daß der Prozeß einen maximalen Wirkungsgrad erreicht. Bei einer höheren Menge R an normalerweise fester gelöster Kohle nimmt der Wirkungsgrad des Prozesses ab, da mehr Syngas erzeugt wird als in Form von Prozeßbrennstoff verbraucht werden kann, weil Benzin als Brennstoff zur Verfugung steht, so daß das überschüssige Syngas methanisiert und in Pipelinegas umgewandelt werden muß, damit es verkäuflich wird. Es ist weniger rationell,' Syngas durch Hydrierung zu Pipelinegas aufzuwerten als es in Form von Prozeßbrennstoff zu verbrennen.

Kurve N entspricht im allgemeinen der Kurve M, mit dem Unterschied, daß der angezeigte Wärmewirkungsgrad geringer

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-seist; da der Schwerbenzin-Reformingschritt Wärmeenergie ohne wesentliche Veränderung des Heizwertes des Produktes und ohne Erzeugung von ausreichend Nettowasserstoff als Ausgleich für den erhöhten Wärmeenergiebedarf verbraucht. Die Wirkungsgraddifferenz zwischen den Kurven M und N ist bei verhältnismäßig geringen Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle am QrOBtCn₇ da der erhöhte Bedarf an Prozeßbrennstoff/ der durch den Schwerbenzinreformingschritt entsteht, nicht durch die relativ geringe Menge erzeugten Gyngases gedeckt werden kann,, Die Wirkungsgraddifferenz zwischen den beiden Kurven nimmt jedoch asymptotisch in dem Maße ab, wie die Menge an normalerweise fester gelöster KoIiIe zunimmt, weil steigende Mengen Syngas laufend für den Einsatz als Prozeßbrennstoff verfügbar werden und in dem Prozeß von Kurve N mehr Syngas in Form von Brennstoff verbraucht werden kann als bei dem Prozeß von Kurve M₇ und zwar infolge des noch hinzu^gekommenen Energiebedarfs der Reformerzone. Der Grund dafür, daß die Differenz zwischen den Kurven M und N bei großen Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle selbst über Punkt T nicht verschwindet, liegt darin, daß zunehmende Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle und die entsprechenden Erhöhungen in der Ausbeute an Syngasbrennstoff von einer Abnahme in der Menge des erzeugten und für das Reforming zur Verfugung steinenden Schwerbenzins begleitet sind.

Figur 2 zeigt, daß sich die Kurven O und N bei einer Menge R an normalerweise fester gelöster Kohle schneiden. Am Schnittpunkt der Kurven O und N haben Veränderungen im Verhältnis zwischen dem Anteil Schwerbenzin, der als Prozeßbrennstoff vorgesehen ist (Kurve O), und dem als Einsatzgut für den Reformer vorgesehenen Anteil (Kurve N) keinen Einfluß auf den Wirkungsgrad des Prozesses, Daher stellt der Schnittpunkt die Kurven O und N einen Indifferenzpunkt des Wirkungsgrades dar, an dem ein integrierter Kohleverf lüssigungs-Vergasungsprozeß unter Einsatz von Produktschwerbenzin als Prozeßbrennstoff ohne Veränderung des

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Wärmewirkungsgrades in einen integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformerprozeß unter Anwendung eines Teiles oder des gesamten Schwerbenzins als Reformereinsatzgut umgewandelt werden kann.

Wenn ein integrierter Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformerprozeß so gefahren wird, daß eine Menge R an normalerweise fester gelöster Kohle erzeugt wird, ungeachtet von geringfügigen Abweichungen in der Menge an normalerweise fester gelöster Kohle, d.h. weniger als etwa 1 oder 2 Prozentpunkte über oder unter dem Prozentanteil von Menge R, kann Schwerbenzin als Prözeßbrennstoff ohne wesentliche Einbuße verwendet werden. Daraufhin können Veränderungen hinsichtlich des Verhältnisses der Schwerbenzinströme, die als Prozeßbrennstoff und Reformereinsatzgut vorgesehen sind, in einer Weise vorgenommen werden, daß die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle bei etwa Punkt R entweder steigt oder abnimmt. Das Verhältnis der Schwerbenzinströme kann so eingestellt werden, daß der Wärmewirkungsgrad nicht mehr als einen oder zwei Prozentpunkte unter den Indifferenzvvirkungsgradprozentsatz nach Veränderungen in der Menge von normalerweise fester gelöster Kohle absinkt. Im allgemeinen zeigt Figur 2, daß eine Erhöhung der Menge an normalerweise fester gelöster Kohle über Punkt R hinaus von einer relativen Erhöhung des als Reformereinsatzgut verwendeten Anteils des Gesamtschwerbenzins begleitet sein mußte, oder davon begleitet sein müßte, daß das gesamte Schwerbenzin zeitweise der Verwendung als Reformereinsatzgut zugeführt wird, damit vorzugsweise eher Kurve N als Kurve O entsprochen wird, und um dadurch eine Steigerung des Prozeßvvirkungsgrades im Bereich von über Punkt R liegenden Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle zu erzielen. Figur 2 zeigt des weiteren, daß eine Senkung der Menge an normalerweise fester gelöster Kohle auf einen unter Punkt R liegenden Wert von einer Erhöhung des als Prozeßbrennstoff verwendeten Anteils des Gesamtschwer-

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benzins begleitet sein müßte, oder davon begleitet sein müßte_/ daß das gesamte Schwerbenzin zeitweise der Verwendung als Prozeßbrennstoff zugeführt wird, damit vorzugsweise eher Kurve 0 als Kurve N in diesem Bereich entsprochen wird, und um dadurch eine Erhöhung des Prozeßwirkungsgrades herbeizufuhren« Man wird feststellen_/ daß in einem integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformingprozeß das gesamte Schwerbenzinprodukt als Prozeßbrennstoff und/oder als Reformereinsatzgut ohne wesentlichen Einfluß auf den Prozeßvvirkungsgrad aufgeteilt werden kann. Daher können Erhöhungen oder Verringerungen in der Menge an normalerweise fester gelöster Kohle von einer Veränderung im Verhältnis des als Prozeßbrennstoff und Reformereinsatzgut vorgesehenen Gesamtschwerbenzins in einer Weise begleitet sein, daß der Wirkungsgrad des Prozesses entweder auf dem Indifferenzwirkungsgrad gehalten oder über diesen hinaus erhöht wird, oder daß zumindest eine Verringerung des Wirkungsgrades um mehr als ein oder zwei Prozentpunkte unter den Indifferenzwirkungsgrad verhindert wird.

Durch die Steuerung des Prozesses in dieser Weise kann der starke Verlust an Wirkungsgrad, der ansonsten aufgrund von Veränderungen in der Menge an normalerweise fester gelöster Kohle auf Werte unter oder über den Indifferenzwirkungsgrad wahrscheinlich auftritt, verhindert werden. Wenn das Schwerbenzin innerhalb des Prozesses in dieser Form aufgeteilt wird, werden im allgemeinen zwischen etwa 0 oder 5 und 70 Masse% und am besten zwischen etwa 0 ö-ftä oder 10 und 40 Masse% des in der Verflüssigungszone erzeugten Rohschwerbenzins als Brennstoff in dem integrierten Prozeß verwendet. Der Rest des Rohschwerbenzins wird das Einsatzgut für die Reformerzone bilden. Im allgemeinen werden zwischen etwa 30 und 95 oder 100 Masse% und besser zwischen etwa 60 und 90 oder 100 Masse% des in der Verflüssigungszone erzeugten Rohschwerbenzins das Einsatzgut für die Reformerzone bilden.

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Ein integrierter Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformingprozeß hat den Vorteil eines hohen Grades an Flexibilität, wenn die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle im wesentlichen dem Indifferenzvvirkungsgrad entspricht. Figur zeigt JeOoCh_x daß in dem in Kurve N dargestellten integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformerprozeß Erhöhungen der Menge an normalerweise fester gelöster Kohle über den Punkt R hinaus von einem allmählich steigenden Wirkungsgrad begleitet sind. Der Grund dafür liegt darin, daß bei Erhöhung der Menge an normalerweise fester gelöster Kohle auf einen Wert, bei dem der Vergaser so viel Syngas erzeugen kann, daß der gesamte Brennstoffbedarf für die Verflüssigungszone und für die Keformerzone gedeckt.werden kann, während das gesamte Schwerbenzinprodukt als Reformereinsatzgut verwendet wird, ein auf der Syngasproduktion basierender erhöhter Wirkungsgrad erzielt wird. 3ede Steigerung in der Erzeugung von Syngas und sein direkter Einsatz als Prozeßbrennstoff, der keine Hydrierung zur Qualitätsverbesserung des Syngases erforderlich macht, führt zu einer Erhöhung des Prozeßwirkungsgrades. Wenn das gesamte Schwerbenzinprodukt als Reformereinsatzgut verwendet wird und im wesentlichen keins in Form von Prozeßbrennstoff, und wenn der Vergaser ausreichend Syngas zur Lieferung des größten Teiles oder fast des gesamten Brennstoffbedarfs für die Verflüssigungszone und für. die Reformeizone erzeugt, ergibt die verstärkte Verwendung von Syngas als Prozeßbrennstoff eine asymptotische Annäherung von Kurve N an Kurve M, Wie oben bereits erläutert wurde, liegt der Grund dafür, daß sich Kurve N nicht endgültig mit Kurve M vereinigt, darin, daß in dem Maße, wie die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle und daraus erzeugtem Syngas steigt, die entsprechende Ausbeute an Schwerbenzin abnimmt, wodurch der Bedarf an Syngasbrennstoff in dem Reformingschritt sinkt.

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Bei dem Indifferenzvyirkungsgrad können die Anteile des als Reformereinsatzgut und als Prozeßbrennstoff verwendeten Gesamtschwerbenzins in jedem beliebigen Verhältnis variiert werden, ohne daß der Prozeßvvirkungsgrad beeinträchtigt wird. Aufgrund dieser geteilten Verwendung des Schwerbenzins muß ein Teil des wertvollen Schwerbenzinproduktes gewöhnlich als Brennstoff innerhalb des Prozesses dienen, da die Syngaserzeugung möglicherweise nicht zur Deckung des gesamten Brennstoffbedarfs ausreicht,, Daher ist bei dem Indifferenzwirkungsgrad die Wirkungsgraddifferenz zwischen den Kurven M und N relativ groß. Andererseits wird, wenn der Syngasausstoß mit zunehmenden Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle so groß wird, daß er den gesamten Prozeßbrennstoffbedarf decken kann, nichts von dem wertvollen Schwerbenzinprodukt für den Einsatz als Prozeßbrennstoff gebraucht, und das gesamte Schwerbenzin kann als Reformereinsatzgut verwendet werden. Bei dieser Situation ergibt es sich, daß die Verfügbarkeit einer großen Menge Syngas zur Verwendung als Prozeßbrennstoff und ein großer Bedarf an Syngasbrennstoff zusammenfallen, da der Reformer unter einer vollen Schwerbenzinbeschickung arbeitet. Unter diesen Bedingungen ist die Wirkungsgraddifferenz zwischen den Kurven M und N relativ gering.

' Figur 2 zeigt, daß kein Unterschied im Prozeßwirkungsgrad bei dem Prozeß von Kurve M bei relativ hohen und geringen Mengen T und P an norinaterweise fester gelöster Kohle vorhanden ist. Figur 2 zeigt allerdings, daß bei einer relativ geringen Menge P an normalerweise fester gelöster Kohle eine Verbesserung des Wirkungsgrades durch Einsatz von Produktschwerbenzin als Prozeßbrennstoff (Kurve 0), wenn Syngas nicht ausreichend zur Verfügung steht, erzielt werden kann. Figur 2 zeigt weiterhin, daß bei einer relativ geringen Menge P an normalerweise fester gelöster Kohle eine verhältnismäßig große Verringerung des Prozeßwirkungsgrades auftritt, wenn das gesamte Schwerbenzinprodukt als Reformer-

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einsatzgut verwendet wird (Kurve N), da durch eine zusätzliche Reformingzone die Brennstoffbelastung des Prozesses zunimmt, während die Verfügbarkeit von Schwerbenzin zurückgeht und die Syngasmenge nicht ausreicht, um den Brennstoffbedarf des Prozesses zu decken.

Aus Figur 2 geht hervor, daß eine ganz andere Situation bei einer relativ großen Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle herrscht. Bei der Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle steht ausreichend Syngas zur Deckung des gesamten Brennstoffbedarfs der Verflüssigungszone und der Reformerzone zur Verfügung, so daß das gesamte Schwerbenzinprodukt als Reformereinsatzgut verwendet werden kann, so daß Syngas stärker als Brennstoff eingesetzt werden kann, wodurch sich der entsprechende Vorteil hinsichtlich des Wirkungsgrades ergibt. Bei der Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle ergibt sich eine verhältnismäßig geringe Einbuße an Wirkungsgrad, wenn ein Reformer in eine Verflüssiger-Vergaser-Kombination integriert wird, da die Menge des erzeugten Syngases oder einer CO-Fraktion davon ohne Hydrierungs-Qualitätsverbesserung ausreichend sein kann, um den größten Teil oder den gesamten Bedarf an Prozeßenergie zu decken, wozu auch der Energiebedarf der Reformerzone gehört. Man wird feststellen, daß bei der Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle eine sehr große Einbuße an Wirksamkeit auftreten würde, wenn das Schwerbenzinprodukt als Prozeßbrennstoff verwendet würde (Kurve 0), da dadurch der Bedarf an Syngas als Prozeßbrennstoff verringert würde und zusätzliches Syngas durch Hydrierung auf Pipelinegasqualität gebracht werden müßte, wodurch der Wirkungsgrad des Prozesses verringert würde.

Die Einbuße an Wirkungsgrad zwischen den Kurven M und N bei einer relativ großen Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle beträgt nur etwa ein Drittel der Wirkungsgradeinbuße bei einer relativ geringen Menge P an normaler-

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weise fester gelöster Kohle, Bei einer relativ großen Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle kann die Einbuße an Wärniewirkungsgrad infolge der Integration eines Reformingschrittes in einen Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozeß nicht mehr als ein oder zwei Prozentpunkte in bezug.auf den Wärmewirkungsgrad eines ähnlichen integrierten Prozesses ohne Reformingschritt betragen. Es ist ein bemerkenswertes Prozeßmerkmal, daß bei einer relativ großen Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle ein Zweistufen-Prozeß mit einem IVärmewirkungsgrad von etwa 72 Prozent betrieben werden kann, ein Dreistufen-Prozeß dagegen mit einem VVärmewir-

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kungsgrad von sogar 71 Betrieben werden kann und ein Produkt in besserer Qualität gewonnen wird. Die geringe Einbuße an Wärmewirkungsgrad, die durch den zusätzlichen Reformingschritt bei einer relativ großen Menge an normalerweise fester gelöster Kohle zu verzeichnen ist, zeigt, daß es eine starke Motivierung für die Einbeziehung eines Reformingschrittes gibt, wenn die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle verhältnismäßig groß ist. Der zwingende Grund für die Einbeziehung eines Reformingschrittes bei einer verhältnismäßig großen Menge an normalerweise fester gelöster Kohle liegt darin, daß der zusätzliche Reformingprozeß eine Möglichkeit für einen vorteilhaften Verbrauch der gleichfalls vorhandenen großen Menge an Syngasbrennstoff bietet. Die direkte Verwendung von Syngas als Brennstoff innerhalb des Prozesses schließt die Notwendigkeit der Durchführung eines Umlagerungsreaktionsschrittes bei dem Syngasbrennstoff aus, und der zusätzliche Reformingschritt fügt sich in dieser Beziehung gut ein, da er eine Nettomenge an Wasserstoff für den Prozeß liefert, die sonst anderweitig mit einem geringeren Wirkungsgrad bereitgestellt werden müßte, indem ein Teil des als Brennstoff verwendeten Syngases durch einen Umlagerungsreaktor geführt werden müßte.

Ein Schema für die Durchführung des erfindungsgemäßen Kombinationsprozesses wird in Figur 3 vorgestellt. Getrocknete

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und pulverisierte Rohkohle, die den gesamten Einsatz an Rohkohle für den Prozeß darstellt, wird durch Leitung 10 zum Aufschlämmungsmischbehälter 12 geleitet, in dem sie mit heißer, lösungsmittelhaltiger Umlaufaufschlämmung vom Prozeß, die durch Leitung 14 läuft, vermischt wird. Das lösungsmittelhaltige Umlaufaufschlämmungsgemisch (im Bereich von 1,5 bis 2,5 Masseteile Aufschlämmung auf ein Teil Kohle) in Leitung 16 wird mit Hilfe einer Kolbenpumpe 18 gepumpt und mit durch Leitung 20 entretendem Umlaufwasserstoff und durch Leitung 92 eintretendem Zusatzwasserstoff vermischt, bevor sie durch den rohrförmigen Vorwärmöfen 22 geleitet wird, aus dem sie durch Leitung 24 zum Auflöser 26 geführt wird. Das Verhältnis von Wasserstoff zu Einsatzkohle beträgt etwa 40 000 scf/Tonne (1,24 m /kg).

Die Temperatur der Reaktanten am Auslaß des Vorwärmers 26 beträgt etwa 700 bis 760 ⁰F (371 bis 404 °C). Bei dieser Temperatur ist die Kohle teilweise in dem Umlauflösungsmittel gelöst, und die exothermen Hydrierungs- und Hydrokrackreaktionen beginnen gerade abzulaufen. Während die Temperatur allmählich mit der Länge des Vorwärmerrohres zunimmt, herrscht im gesamten Auflöser 26 eine im wesentlichen einheitliche Temperatur, und die durch die Hydrokrackreaktionen in dem Auflöser 26 erzeugte Wärme erhöht die Temperatur der Reaktanten auf den Bereich zwischen 840 und 870 ⁰F (449 466 C). Abschreckwasserstoff, der durch Leitung 28 strömt, wird an verschiedenen Stellen in den Auflöser 26 eingeblasen, um die Reaktionstemperatur zu regulieren und die scharfen Verfahrensbedingungen der exothermen Reaktionen zu mildern.

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Der Ablaufstrom des Auflösers 26 geht durch Leitung 29 zu dem Dampf-Flüssigkeit-Trennsystem 30. Der heiße Kopfdampfstrom von diesen Separatoren wird in einer Reihe von Wärmetauschern und zusätzlichen Dampf-Flüssigkeits-Trennschritten gekühlt und durch Leitung 32 abgezogen* Das flüssige Destillat aus diesen Separatoren strömt durch Leitung 34 zu der atmosphärischen Fraktionierkolonne 36, Das nicht-kondensierte Gas in Leitung 32 besteht aus nicht-umgesetztem Wasserstoff, Methan und anderen leichten Kohlenwasserstoffen, plus H„S und C0„ und wird der Säuregasentfernungsanlage 38 zur Entfernung von HpS und CO₂ zugeleitet. Das zurückgewonnene Hydrogensulfid wird in elementaren Schwefel umgewandelt, der durch Leitung 40 aus dem Verfahren abgezogen wird. Ein Teil des gereinigten Gases wird durch Leitung 42 der Weiterverarbeitung in der Tieftemperaturanlage 44 zugeführt, um einen großen Teil des Methans und Äthans als Pipelinegas zu entfernen, das durch Leitung 46 weiterbefördert wird, und um Propan und Butan als LPG zu entfernen, das durch Leitung 48 geht. Der gereinigte '.Vasserstoff (Reinheit 90 %) in Leitung 50 wird mit dem übrigen Gas des Säuregasbehandlungsschrittes in Leitung 52 vermischt und stellt in Leitung 54 den Umlaufwasserstoff für das Verfahren dar.

Die Aufschlämmung von dem Dampf-Flüssigkeits-Separator 30 geht durch Leitung 56 und wird in Leitung 58 und Leitung in zwei Hauptströme aufgeteilt. Der Strom in Leitung 58 ist die Umlaufaufschlämmung, die Lösungsmittel, normalerweise gelöste Kohle und katalytischen Mineralrückstand enthält. Der nicht-rezirkulierte Teil dieser Aufschlämmung geht durch Leitung 60 in die atmosphärische Fraktionierkolonne 36 zur Trennung der Hauptbestandteile des Verfahrens.

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In der Fraktionierkolonne 36 wird das Aufschlämmungsprodukt bei atmosphärischem Druck destilliert, um einen Kopfschwerbenzinstrom durch Leitung 62, einen Mitteldestillatstrom durch Leitung 64 und einen Bodenproduktstrom durch Leitung 66 zu entfernen. Der Bodenproduktstrom in Leitung 66 geht zur Vakuumdestillationskolonne 68. Ein Verschnitt aus dem Heizöl von der atmosphärischen Kolonne 36 in Leitung 64 und des aus der Vakuumkolonne durch Leitung 70 zurückgewonnenen Mitteldestillats bildet das Hauptheizölprodukt des Verfahrens und wird durch Leitung 72 zurückgewonnen. Der Strom in Leitung 72

enthält 330 - S50 ⁰F (193 - 454 ⁰C) Destillatheizölprodukt,. und ein Teil davon kann durch Leitung 73 wieder in den Einsatzaufschlämmungs-Mischbehälter 12 zurückbefördert werden, um die Feststoffkonzentration in der Einsatzaufschlämmung und das Kohle-Lösungsmittel-Verhältnis zu regulieren. Der Umlaufstrom 73 verleiht dem Prozeß Flexibilität, da das Verhältnis von Lösungsmittel und rezirkulierter Aufschlämmung variiert werden kann, so daß dieses Verhältnis für den Prozeß nicht durch das in Leitung 58 herrschende Verhältnis festgelegt ist. Dadurch kann auch die Pumpfähigkeit der Aufschlämmung verbessert werden.

Das Bodenprodukt von der Vakuumkolonne/ das aus der gesamten normalerweise festen gelösten Kohle, ungelöster organischer Substanz und Mineralsubstanz besteht, allerdings ohne Destillatflüssigkeit oder Kohlenwasserstoffgase, wird durch Leitung 74 zur Partialoxydation-Vergaserzone 76 befördert. Da der Vergaser 76 einen kohlenwasserstoffhaltigen Aufschlämmungseinsatzstrom aufnehmen und verarbeiten kann, sollte kein Kohlenwasserstoffumwandlungsschritt zwischen der Vakuumkolonne 68 und dem Vergaser 76 wie eine Verkokungsanlage vorhanden sein, die die Aufschlämmung zerstören würde und eine IViederaufschlämmung in Wasser erforderlich machen würde. Die Wassermenge, die zum Aufschlämmen von Koks gebraucht wird, ist größer als die VVassermenge, die gewöhnlich für den Vergaser gebraucht wird, so daß der Wirkungsgrad des Vergasers durch die für das Verdampfen des zusätzlichen Wassers verschwendete Wärmemenge herabgesetzt werden würde. Stickstofffreier Sauerstoff für den Vergaser 76 wird in der Sauerstoffanlage 78 vorbereitet und dem Vergaser durch Leitung 80 zugeführt. Dampf gelangt durch Leitung 82 in den Vergaser. Der gesamte Mineralgehalt der durch Leitung 10 zugeführten Einsatzkohle wird in Form von inerter Schlacke durch Leitung 84, die vom Boden des Vergasers 76 abgeht, aus dem Prozeß abgezogen. In dem Vergaser 76 wird Synthesegas erzeugt, von dem ein Teil durch

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Leitung 86 zur Umlagerungsreaktorzone 88 zur Umwandlung mit Hilfe der Umlagerungsreaktion, bei der Dampf und CO in H₂ und C0„ umgewandelt werden, geht, worauf eine Säuregasentfernungszone 89 für die Entfernung von H₉S und C0„ folgt. Der gewonnene gereinigte Wasserstoff (Reinheit 90 bis 100 %) wird anschließend mit Hilfe des Verdichters 90 auf Prozeßdruck gebracht und durch Leitung 92 zur Zuführung von Zusatzwasserstoff für die Vorwärmzone 22 und den Auflöser geleitet. Innerhalb der Vergaserzone 76 gebildete Wärme wird nicht als Energieverbrauch innerhalb des Prozesses angesehen, sondern lediglich als Reaktionsärme, die zur Erzeugung eines Synthesegas-Reaktionsproduktes gebraucht wird.

Die in dem Vergaser 76 erzeugte Synthesegasmenge reicht nicht nur zur Bereitstellung des für den Prozeß benötigten molekularen VVasserstoffs, außer dem in der Reformingzone erzeugten, sondern auch zur Lieferung von Syngas als Prozeßbrennstoff, Zu diesem Zweck geht der Teil des Synthesegases, der nicht in den Umlagerungsreaktor fließt, durch Leitung 94 zur Säuregasentfernungsanlage 96, in der C0_? + H„S daraus entfernt werden. Durch die Entfernung von H„S entspricht das Synthesegas den an einen Brennstoff gestellten Umweltanforderungen, während durch die Entfernung von C0„ der IVärmeinhalt des Synthesegases erhöht wird, so daß eine bessere IVärmeregulierung bei seiner Verwendung als Brennstoff möglich ist. Ein Strom gereinigten Synthesegases geht durch Leitung 98 in den Kessel 100, Der Kessel 100 ist mit Einrichtungen zur Verbrennung des Synthesegases als Brennstoff versehen. Durch Leitung 102 fließt Wasser in den Kessel 100, in dem es in Dampf verwandelt wird, der durch Leitung 104 zur Lieferung von Prozeßenergie, z.B. zum Antreiben der Kolbenpumpe 18, geht. Ein getrennter Strom Synthesegas von der Säuregasentfernungsanlage 96 wird durch Leitung 106 in den Vorwärmer 22 geführt und darin als Brennstoff verwendet. Das Synthesegas kann ähnlich an jeder beliebigen anderen Stelle des Prozesses, an

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der Brennstoff gebraucht wird/ verwendet werden. Wenn das Synthesegas nicht allen für den Prozeß erforderlichen Brennstoff liefert/ kann ein Teil der Energie für den Prozeß von einer außerhalb des Prozesses gelegenen (nicht gezeigten) Qeelle bezogen werden₍wie einem Kraftwerk,

Zusätzliches Synthesegas kann durch Leitung 112 in den Umlagerungsre.aktor 114 zur Erhöhung des Verhältnisses von Wasserstoff zu Kohlenmonoxid von 0/6 auf 3 geführt werden. Dieses angereicherte Wasserstoffgemisch wird danach durch Leitung 116 in die Methanierungsanlage 113 zur Umwandlung in Pipelinegas geleitet/ das durch Leitung 120 zum Vermischen mit dem in Leitung 46 befindlichen Pipelinegas befördert wird. Die Menge des durch Leitung 120 gehenden Pipelinegases wird auf der Basis des Heizwertes geringer sein als die Menge des als Prozeßbrennstoff verwendeten/ durch die Leitungen 98 und 106 gehenden Synthesegases, damit der Vorteil des erfindungsgemäßen Wärmewirkungsgrades gewährleistet ist.

Ein Teil des gereinigten Synthesegasstromes wird durch Leitung 122 zu einer Tiefternperaturtrennanlage 124 geführt/ in der Wasserstoff und Kohlenmonoxid voneinander getrennt werden. Anstelle der Tieftemperaturanlage kann eine Adsorptionsanlage eingesetzt werden. Ein wasserstoffreicher Strom wird durch Leitung 126 zurückgewonnen und kann mit dem Zusatzwasserstoffstrom in Leitung 92 vermischt/ unabhängig der Verflüssigungszone zugeleitet oder als Produkt des Prozesses verkauft werden» Ein kohlenmonoxidreicher Strom wird durch Leitung'128 zurückgewonnen und kann mit als Prozeßbrennstoff verwendetem Synthesegas in Leitung 98 oder Leitung 106 vermischt werden/ oder er kann verkauft oder unabhängig als Prozeßbrennstoff verwendet oder als chemisches Einsatzgut benutzt werden.

Ein Teil des Rohschwerbenzinproduktes in Leitung 62 kann als Prozeßbrennstoff verwendet werden/ indem er durch

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Leitung 130 zu Leitung 110 und Kessel 100 geführt wird, und/oder indem er durch Leitung 111 in den Aufschlämmungsvorwärmer 22 geführt wird. Der Rest oder das gesamte Schwerbenzin in Leitung 62 kann durch Leitung 132 und den Ofen 134 geleitet werden/ um es vor dem Hindurchleiten durch den Hydrovorbehandler 136 vorzuwärmen. In den Hydrovorbehandler 136 gelangt Wasserstoff durch Leitung 138,und in ihm werden .Schwefel und Stickstoff katalytisch aus dem Rohschwerbenzin entfernt. Ein durch Schwefel und Ammoniak verunreinigter Wasserstoffstrom wird durch Leitung 140 aus dem Hydrovorwärmery-abgezogen, Der Katalysator in dem Hydrovorbehandler 136 besteht aus Metallen der Gruppe VI und Gruppe VII auf einer nicht-krackenden Unterlage. Ein geeigneter Katalysator besteht aus Kobalt-Molybdän oder Nickel-Kobalt-Molybdän auf Tonerde.

Ein Strom entschwefelten und stickstofffreien Schwerbenzins vom Hydrovorbehandler 136 geht durch Leitung 142 in den Ofen 144/ aus dem ein vorgewärmter und hydrobehandelter Schwerbenzinstrom durch Leitung 146 zu dem Reformer 14S fließt. Der Reformer 143 enthält einen Katalysator aus einem Edelmetall wie Platin oder Palladium auf einer nichtkrackenden Unterlage wie Tonerde. Die Dehydrierungs- und Dehydrocyclisierungsreaktionen/ die in dem Reformer 14-3 ablaufen/ ergeben einen Strom_# der Wasserstoff und C.-C Gase enthält und der durch Leitung 150 zu Leitung 32 zur endgültigen Trennung des Wasserstoffs von den Kohlenwasserstoffgasen strömt. Durch Leitung 152 wird Leichtbenzinprodukt mit hoher Octanzahl zurückgewonnen.

Claims (4)

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   Kombiniertes Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Schwerbenzinreforming-Verfahren, gekennzeichnet durch folgende Schritte; Leiten von im wesentlichen der gesamten mineralhaltigen Roheinsatzkohle für das Verfahren, Wasserstoff, gelöstem flüssigem Umlauflösungsmittel, normalerweise fester gelöster Umlaufkohle und Umlaufmineralrückstand zu einer Kohleverflüssigungszone zum Lösen von kohlenwasserstoff haltigem Material von Mineralrückstand und zum Hydrokracken des kohlenwasserstoffhaltigen Materials zur Erzeugung eines Gemisches aus Kohlenwasserstoffgasen, Schwerbenzin, gelöster, über dem Siedebereich des Schwerbenzins siedender Flüssigkeit, normalerweise fester gelöster Kohle und suspendiertem Mineralrückstand; Rezirkulation eines Teiles der gelösten, über dem Siedebereich des Schwerbenzins siedenden Flüssigkeit, normalerweise festen gelösten Kohle und von Mineralrückstand in die Verflüssigungszone, Abtrennen einer Schwerbenzinfraktion ; Abtrennung von über dem Schwerbenzinbereich siedender Destillatflüssigkeit von nicht-rezirkulierter normalerweise fester gelöster Kohle und Mineralrückstand zur Erzeugung einer Vergasereinsatzaufschlämmung; Leiten von im wesentlichen der gesamten Schwerbenzinmenge der Verflüssigungszone durch eine Reformingzone mit Heizeinrichtungen, einem Hydrovorbehandler und einem Reformer für die Umwandlung in Leichtbenzin; wobei in der Reformingzone ein erster wasserstoff reicher Strom erzeugt wird; Zurückleiten des ersten wasserstoff reichen Stromes in das Verfahren zur Verwendung als Verf ahrens.wasserstof f; wobei die Einsatzaufschlämmung für den Vergaser im wesentlichen

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   das gesamte kohlenwasserstoffhaltige Einsatzgut für die Vergasungszone bildet; die Vergasungszone eine Oxydationszone für die Umwandlung von kohlenwasserstoffhaltigem Material in Synthesegas umfaßt; Umwandlung eines Teiles des Synthesegases in einen zweiten wasserstoff reichen Strom, und Zurückleiten des zweiten wasserstoffreichen Stromes in das Verfahren zur Verwendung als Verfahrenswasserstoff ; wobei die Menge des der Vergasungszone zugeführten kohlenwasserstoffhaltigen Materials ausreicht, daß in der Vergasungszone eine zusätzliche Menge Synthesegas über die als Verfahrenswasserstoff hinausgehende Menge erzeugt wird; Verbrennen der zusätzlichen Menge Synthesegas oder einer CO-Fraktion davon ohne Qualitätsverbesserung durch Hydrierung als Brennstoff in dem Verfahren; wobei die zusätzliche Menge Synthesegas oder die CO-Fraktion davon so groß ist, daß der Wirkungsgrad des Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformingverfahrens höchstens zwei Prozentpunkte unter dem Wirkungsgrad des gleichen Verfahrens ohne Reformingschritt liegt.
2. 2# Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß die zusätzliche Menge Synthesegas oder die CO-Fraktion davon so groß ist, daß der Wirkungsgrad des Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reforming-Verfahrens höchstens zwei Prozentpunkte unter dem Wirkungsgrad des gleichen Verfahrens ohne den Reformingschritt liegt.
3. 3. Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Verbrennungswärmeinhalt der zusätzlichen Menge Synthesegas oder der CO-Fraktion davon mindestens 5 Prozent des gesamten Energiebedarfs des Verfahrens ausmacht.

   20. 6. 80

   AP C 10 G/217 593

   GZ 56 522 18

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4. 4* Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Verbrennungswärmeinhalt der zusätzlichen Menge Synthesegas oder CO-Fraktion davon mindestens 50 Prozent des gesamten Energiebedarfs des Verfahrens ausmacht,

   Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Verbrennungswärmeinhalt der zusätzlichen Menge Synthesegas oder der CO-Fraktion davon mindestens 70 Prozent des gesamten Energiebedarfs des Verfahrens ausmacht.

   Seiten Zeichnungen