DD148233A5

DD148233A5 - Kohleverfluessigungs-vergasungs-schwerbenzinreforming-verfahren

Info

Publication number: DD148233A5
Application number: DD79217596A
Authority: DD
Inventors: Bruce K Schmid
Original assignee: Gulf Oil Corp
Priority date: 1978-12-13
Filing date: 1979-12-12
Publication date: 1981-05-13
Also published as: EP0018996A1; AU5229379A; EP0018996A4; CA1128886A; US4222846A; JPS55500942A; ZA795952B; PL220359A1; WO1980001281A1

Abstract

Eine Kombination von Kohleverfluessigungs-Vergasungs-Schwerbenzinreforming-Prozesz, bei dem die Aufschlaemmung 74, die im wesentlichen die gesamte Menge an normalerweise fester geloester Kohle, die in der Verfluessigungszone 22, 26 erzeugt wurde, enthaelt, im wesentlichen das einzige kohlenwasserstoffhaltige Einsatzgut fuer die Vergasungszone 76 darstellt, und bei dem ein Teil des in der Verfluessigungszone gebildeten Schwerbenzins durch die Reformingzone 148 zur Umwandlung in Leichtbenzin geleitet wird, wobei der Rest des Schwerbenzins als Brennstoff innerhalb des Prozesses verbrannt wird. Die Menge des in die Vergasungszone eingesetzten kohlenwasserstoffhaltigen Materials wird so festgelegt, dasz der Waermewirkungsgrad des Prozesses im wesentlichen von Veraenderungen im Verhaeltnis von durch die Reformingzone geleitetem Schwerbenzin und von als Prozeszbrennstoff verbranntem Schwerbenzin unbeeinfluszt bleibt. Der Waermewirkungsgrad des Prozesses wird ungeachtet geringfuegiger Schwankungen in der Menge an normalerweise fester geloester Kohle auf einem hohen Wert gehalten, indem das Verhaeltnis von durch die Reformingzone geleitetem Schwerbenzin und dem als Prozeszbrennstoff verbrannten Schwerbenzin veraendert wird.

Description

Berlin, 20. 6. 1980 AP C 10 G/217 596 56 523 11

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Kombiniertes Kohleverf lüssigungs-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 Schwerbenzins kombiniert werden.

Das erfindungsgemäße Verfahren wird angewandt zur Veredelung von bituminösen und subbituminösen Kohlesorten und Ligniten.

Charakteristik der bekannten technischen Lösungen

Bei den bekannten Kohleverflüssigungs-Vergasungsverfahren v/erden 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 Gemisch erhalten, das aus Kohlenwasserstoffgasen, Schwerbenzin, gelöster, über den Siedepunkt des Schwerbenzins siedender Flüssigkeit, normalerweise fester gelöster Kohle und suspendiertem Mineralrückstand besteht·

Das gewonnene Schwerbenzin kann als Produkt des Verfahrens ohne Qualitätsaufbesserung verkauft werden» Rohschwerbenzin ist jedoch wegen seiner Flüchtigkeit und der sich

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daraus ergebenden Gefahr bei seiner Lagerung kein gut absetzbares Produkt«

Zweckmäßigerweise wird daher das in der Verflüssigungszone erzeugte Rohschwerbenzin in eine Reformingzone geleitet, in der es zu Leichtbenzin mit hoher Octanzahl umgewandelt wird« Pur 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 kombinierten Kohleverflüssigungs-Vergasunga-Schv/erbenzinreformingverfahrens mit optimiertem Wärmewirkungsgrad«,

Darlegung des Wesens der Erfindung

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, Synthesegas aus der Vergasungszone als Brennstoff für die Reformingzone und/oder an anderer Stelle in dem Verfahren zu verwenden und Wasserstoff aus dem Reformingvorgang zur Verwendung in dem Verfahren zu gewinnen« Dieses System trägt zum Wärmewirkungsgrad des Prozesses bei, da die Menge an Synthesegas, das auf die Qualität von Prozeßwasserstoff verbessert werden muß_s verringert ist«

Das erfindungsgemäße Verfahren ist gekennzeichnet durch . folgende Schritte?

Leiten von im v/esentliehen das gesamte Rohmineral enthaltender Einsatzkohle₉ Wasserstoff, gelöstem flüssigen Um»» lauflösungsmittel« normalerweise fester gelöster Umlaufkohle und Umlaufmirieralrückstand zu einer Kohieverflüssi-

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gungszone zum Lösen von kohlenwasserstoffhaltigem Material vom Mineralrückstand und zum Hydrokracken des kohlenwasserst off haltigen Materials zur Erzeugung eines Gemischs aus Kohlenwasserstoffgasen, Schwerbenzin, gelöster, über dem Bereich von Schwerbenzin siedender Flüssigkeit, normalerweise fester gelöster Kohle und suspendiertem Mineralrückstand; Rezirkulation eines Teiles der gelösten, über dem Bereich von Schwerbenzin siedenden Flüssigkeit, der normalerweise festen gelösten Kohle und von Mineralrückstand zu der Verflüssigungszone; Abtrennen einer Schwerbenzinfraktion; Abtrennen von über dem Schwerbenzinbereich siedender Destillatflüssigkeit von nichtrezirkulierter normalerweise fester gelöster Kohle und Mineralrückstand zur Erzeugung einer Einsatzaufschlämmung für den Vergaser; Leiten eines ersten Teils der gesamten Schwerbenzinmenge des Verfahrens, der zwischen etwa 30 und 95 Masse-% der Gesamtmenge ausmacht, durch eine Reformingzone mit Heiζeinrichtungen, einem Schwerbenzinvorbehandler und einem Reformer zur 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; Leiten eines zweiten Teiles der Gesamtschwerbenzinmenge, der etwa zwischen 5 und 70 Masse-% der Gesamtmenge ausmacht, zu dem Verfahren als Brennstoff und Verbrennen des zweiten Schwerbenzinanteils in dem Verfahren; wobei die Vergasereinsatzaufschlämmung im wesentliehen die gesamte Menge an normalerweise fester gelöster Kohle und Mineralrückstand der Verflüssigungszone fast ohne normalerweise flüssige Kohle und Kohlenwasserstoffgase darstellt; Leiten der Vergasereinsatzaufschlämmung zu einer Vergasungszone, wobei die Vergasereinsatzaufschlämmung im wesentlichen das gesamte kohlenwasserstoff-

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haltige Einsatzgut für die Vergasungszone bildet j die Vergasungszone eine Oxydati ons ζ one für die Umwandlung von kohlenwasserstoff haltigem ItIa te rial in Synthesegas aufweist; Umwandeln eines Teils des Synthesegases in einen zweiten wasserstoffreichen Strom; Zurückleiten des zweiten wasserstoff reichen 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 erzeugt wird, die über die zur Erzeugung von Verfahrenswasserstoff benötigte Menge hinausgeht; Verbrennen der zusätzlichen Menge Synthesegas oder einer CO-Fraktion davon ohne Qualitätsverbesserung durch Hydrierung als Brennstoff in dem Verfahren; und wobei die Menge des der Vergasungszone zugeleiteten kohlenwasserstoff.haltigen Materials so festgelegt wird, daß der Wärmewirkungsgrad des Verfahrens im wesentlichen durch Veränderungen im Verhältnis von erstem Anteil Schwerbenzin zu zweitem Anteil Schwerbenzin nicht beeinträchtigt wird,,

Die Verflüssigungszone des vorliegenden Prozesses besteht aus einem endothermen Vorwärmschritt und einem exothermen Lösungssanrittβ Die Temperatur in dem Auflöser ist höher als die maximale Vorwännertemperatur, da in dem Auflöser Hydrierungs- und Hydrokrackreaktionen ablaufen« Rückstandsaufschlämmung von dem Auflöser oder von einer anderen beliebigen Stelle in dem Prozeß, die flüssiges Lösungsmittel und normalerweise feste gelöste Kohle und suspendierten Mineralrückstand enthält, wird durch die Vorwärm- und Auflöseschritte rezirkulierte Gasförmige Kohlenwasserstoffe und flüssiges kohlenwasserstoffhaltiges Destillat werden aus dem Produkttrennsystem der Verflüssigungszone zurück—

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gewonnen. Der Teil der verdünnten mineralhaltigen Rückstandsaufschlärnmung 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 Vakuumkolonnen (VTB) zurückgewonnen wird·

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Normalerweise flüssige Kohl© wird hierin als "Destillatflüssigkeit" und "flüssige Kohle" bezeichnet, wobei unter beiden Ausdrucken gelöste Kohle zu verstehen ist, die nor-» malerweise bei Raumtemperatur flüssig ist, einschließlich eine Schwerbenzinfraktion und Flüssigkeit, die über dem Schwerbenzinbareich siedet,-wie z« B₆ Prozeßlösungsmittel* Die konzentrierte Aufschlämmung enthält die gesamte anorganische Mineralsubstanz und das gesamte ungelöste organische Material (UOM), die hier zusammen als "Mineralrüclo stand" bezeichnet werden. Die Menge von UOM wird stets weniger als 10 bis 15 Masse% der Einsatzkohle betragen» Die konzentriert© Aufschlämmung enthält auch die 850 F* (454 Cs¹-) gelöst© Kohle, die normalerweise bei Raumtemperatur feat 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-Vorgasungszone, die zur Aufnahm© eines Aüfschlämmungseinsatzgutes 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 Sauerstoff anlage zur Entfernung von Stickstoff aus dem dem Vergaser zugeführten Sauerstoff vorhanden, so daß das erzeugte Synthesegas im wesentlichen stickstofffrei ist«,

Ein Teil dee Synthesegases wird einer Umlagerungsreaktion unterzogen„ um es in Wasserstoff und Kohlendioxid umzuwandeine Das Kohlendioxid wird dann zusammen mit Hydrogensulfid in einem Säuragasentfornungssystem entfernte Der ge« samte auf diese Weise erzeugte wasserstoff reiche Strom wird in dem Prozeß genutzte Es wird mehr Synthesegas erzeugt, als zu einem wasserstoff reichen Strom umgewandelt wird,, Der größte Teil dar überschüssigen Synthosegasmenge oder dor

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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 v/asserstoffverbrauchenden Reaktion, wie z. B. der Erzeugung von Methanol, vor der Verbrennung in dem Prozeß unterzogen. Alles überschüssige Synthesegas, das nicht als Brennstoff innerhalb des Prozesses genutzt v/erden 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 Heizv/ertes von Synthesegas durch Umwandlung von Kohlenmonoxid zu Methan angewandt wird. Gemäß der Erfindung wird die Menge von kohlenwasserstoffhaitigern 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-Praktion 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 Porm 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 den Verbrennungsprozeß auf einer Basis des Wäraiewirkungsgrades zu regulieren. Die Schärfe der Verfahrensbedingungen des LosungsSchrittes ist durch die Temperatur, den Wasserstoffdruck, die Verwe.ildauer und die Rezirkulations-

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geschwindigkeit des Mineralrückstandes festgelegt«, Die Optimierung des Prozesses auf Basis des Wärmev/irkungsgrades verlangt Prozeßflexibilität, so daß der Ausstoß des Vergasers nicht nur den gesamten Bedarf an Prozeßwasserstoff decken kann, für den die Wasserstoffmenge von dem Reformer nicht ausreichte sondern auch einen wesentlichen Teil des Energiebedarfs des Prozesses bereitstellen kann. Zur Optimierung des Wärmewirkungsgrades des Prozesses muß die gesamter über die zur Erzeugung von Prozeßvvasserstoff erforderliche Meng© hinausgehende Menge Synthesegas als Brennstoff in dem Prozeß ohne Methanierung oder andere Hydrierung©umwandlung verbrannt werden, da eine Hydrierungsumwandlung Energie vorbraucht und den Wärmewirkungsgrad verringert.

Das VTB wird in seiner Gesamtheit der Vergasungszone zugeführt „ Da das VTB den gesamten Mineralrückstand dee Prozesses in Aufschlämmung mit aer gesamten im Prozeß erzeugten normalerweise festen gelösten Kohle enthält, ist kein Schritt für die Trennung von Mineralrückstand von gelöster Kohle wie zum Beispiel Filtration, Absetzen _e Schvverk raft absetzen unter Lösungsmittelhilfe, Lösungsmittelextraktion wasserstoff reicher Verbindungen von wasserstoffarmen Verbindungen, die Mineralrückstand enthalten. Zentrifugieren oder ein ähnlicher Schritt erforderlich« In dem Kombinationsprozeß werden auch kein Mineralrückstandtrocknen,' Kühlen-normalerweise fester gelöster Kohle und keine Beförderung derselben oder keine Schritte von verzögertem oder Flüssigkracken erforderlich«, Durch da© Ausschalten jedes dieser Schritte wird der Wärmewirkungsgrad des Prozesses erheblich verbesserte

Die Rezirkulation eines Teiles der den Mineralrückstand enthaltenden Aufschlämmung durch die Verflüssigungszone erhöht die Konzentration von Mineralrücketand im Vonvärm- und Auflöseschritte Da die anorganische Mineralsubstanz im Mineralrückstand ein Katalysator für die Aufteilung©»

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und Hydrierungsraktion freier Radikale in der Vorvvärinzone 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 Auflosers und die Verweildauer darin infolge der Mineralrezirkulation verringert, wodurch der hohe Wirkungsgrad des vorliegenden Prozesses möglich wird. Die Rezirkulation von Mineralrückstand kann an sich schon die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle um etwa die Hälfte senken, so daß die Menge an wertvolleren flüssigen und gasförmigen Kohlenwasserstoffprodukten erhöht und die Einsatzgutmenge für die Vergaserzone reduziert wird. Infolge der Mineralrezirkulation ist der Prozeß autokatalytisch 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 subbituminösen 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 bei einem Partialoxydations-Vergasungsprozeß Synthesegas (CO und H₂) erzeugt wird und entweder ein nachfolgender Umlagerungsreaktionsschritt zur Umwandlung von Kohlenmonoxid unter Dampfzusatz in Wasserstoff, wenn Wasserstoff das gasförmige Endprodukt sein soll, oder ein anschließender Um-

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lagerungsroaktions- 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«, Da damit ein gewisser Verlust des Kohlenstoffgehaltes der Einsatzkohle verbunden ist, stellt er eine Verringerung des Wirkungsgrades de© Prozesses dar«, Vor dem Methanierungsschritt ist ein Umlagerungsreaktionsschritt erforderlich^ damit da© 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 einen kohlenmonoxidreichen Stromes als Brennstoff innerhalb des Prozesses ist wichtig und trägt zu dem hohen Wirkungsgrad des Prozesses bei» Synthesegas oder ein kohlenmonäxidreicher Strom ist als technischer Brennstoff nicht verkäuflich, da sein Kohlenmonoxidgehalt toxisch ist und da er einen niedrigeren Heizwert als Methan hat. Doch keiner dieser Einwände gegen d&n 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 Kohlenmonoxid© ausgestattete Ein derartiger Schutz wäre kaum in einer Anlage zu finden, die kein Synthesegas, erzeugte Zweitens braucht das Syntheseg s, da es als Brennstoff im Werk selbst verwendet wird, nicht an eine entfernte Stelle transportiert zu werden. Die Pumpkooten von Pipolinegas basieren auf dem

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Gasvolumen und nicht auf dem Wärmeinhalt. Daher wurden 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 Werk 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 dor 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 Verflüssig ungs-Vergasungsprozessee.

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 Vergasungszone, indem von ihr die Erzeugung von Prozeßenergie neben dem Prozeßwasserstoff verlangt wird, der Wirkungsgrad des kombinierten Prozeoses verringert werden müßte. Außerdem müßte man davon ausgehen, daß die Beschickung eines Vergasers mit

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einer Kohle, die bereit© hydriert worden ist, im Vergleich zur Rohkohle ganz besonders unrationell wäre, da die in der Vergasungszone ablaufende Reaktion eine Oxydationsrealo tion ist«, Trotz dieser Beobachtungen hat man erstaunlicherweise festgestellt, daß der Wärmewirkungsgrad des vorliegenden Kornbinationsprozesses erhöht wird, wenn der Vergaser eine wesentliche Menge des Prozeßbrennstoffes oder den größten Teil davon erzeugt sowie den Proseßwasserstoff. Die Erfindung zeigt, daß in einem Kombinations-Kohle-Verflüssigungs-Vergaeungsprozeß 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 Säure·» gasentfernungssystem für die Entfernung von Hydrogensulfid und Kohlendioxid geleitete Die Entfernung von Hydrogensulfid 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 Wärmewirkungsgrades das Synthesegas der Verbrennungszone ohne dazwischenliegende Synthesegasmethanierung oder andere Hydrierungsbehandlung zugeführt werden_o

Es empfiehlt sich, hohe im Bereich von 2200 bis 3600 F (1204 bis 1982 ⁰C) liegende Vergasertemperaturen anzuwenden»

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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 zur Erzeugung von CO und H_?, wogegen die Sauerstoffgeschwindigkeit die exotherme Reaktion von Kohlenstoff mit Sauerstoff zur Erzeugung von CO beeinflußt. Infolge der hohen oben genannten Temperaturen wird das erfindungsgemäß erzeugte Synthesegas Molverhältnisse von H₂ und CO unter 1 und sogar unter 0,9, 0,8 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 Synthesegase3 als Brennstoff verwendet wird. In Prozessen, in denen das gesamte Synthesegas einer Hydrierungsumwandlung unterzogen wird, wurden niedrige H₂- und CO-Verhältnisse einen erheblichen N_achteil 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 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 wasserstoff reicher Strom zurückgewonnen und mit dem

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Frischwasserstoff strom zusammen der Verflüssigungszone zugeleitet«. Es wird ein kohlenmonoxidreicher Strom zurückgewonnen und mit Vollbereichs-Synthesegas-Brennstoff, der aliquote Mengen von Hp 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.trägt 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_s besonders vorteilhafte Man hat festgestellt, daß die Entfernung von Wasserstoff von dem Synthesegasbrennstoff den Heizv/ert des zurückbleibenden kohleninonoxi areichen Stromes tatsächlich erhöhen kann_o Ein Synthesegasstrom mit einem Heizwert von 300 BTU/scf (2670 calekg/m ) ergab einen erhöhten Heizwert von 321 BTU/scf (2857 cal.kg/nr) nach der Entfernung seines Wasserstoffanteils* Die Möglichkeit des vorliegenden Prozesses zur austauschbaren Nutzung von Vollbereichs-Synthesegas oder eines kohlenmonoxidreichen Stromes als Prozeßbrennstoff ist für die Rückgewinnung der wertvolleren Wasserstoffkomponente des Synthesegases vorteilhaft _s ohne daß sich ein Haenteil in Form von Abbau des zurückbleibenden kohlen— monoxidreichen Stromes ergeben würde« Daher kann der zurück-= bleibende kohlenmonoxidreiche Strom direkt als Prozeßbrennstoff ohne irgendeinen Schritt zur Qualitätsverbesserung ver«· wendet werden*

Fig* 1 war in der US-Patentanmeldung, Anmeldeaktenzeichen ITr· 905*299? eingereicht am 12» 5» 1978, enthalten, das hier unter Bezugnahme herangezogen wird* Kurve A von Fig„ 1 zeigt die Optimierung des WärmeWirkungsgrades in einer Kombination von Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozeß, bei dem das in der

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Verflüssigungszone erzeugte Schwerbenzin als Produkt des Prozesses ohne Reforming oder anderen Qualitätsverbesserungsschritt zurückgewonnen wird* Kurve B von Pig. 1 zeigt den Wärmewirkungsgrad nur eines Vergasungsprozesses für die Erzeugung von Wasserstoff oder Pipelinegas« Pig. 1 zeigt, daß der Wärmewirkungsgrad eines Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Kombinationsprozesses, bei dem alle erzeugte' normalerweise feste gelöste Kohle der Vergasungszone zugeführt wird, höher ist als der eines Vergasungsprozesses 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 Aufschlämmungsrezirkulation erzielt, und zwar durch die katalytische Wirkung der Minerale in der UmIaufaufschlämmung und durch die Möglichkeit der weiteren Umsetzung von rezirkulierter, normalerweise fester gelöster Kohle. Der Wärmewirkungsgrad des Kombinationsprozesses würde geringer als der eines Vergasungsprozesses 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 Straightrun-Vergasung der Kohle ähnlich sein würde. Im Gegensatz dazu müßte, wenn die Verfahrensbedingungen beim Verflüssigungsvorgang so scharf wären und die Menge der der Vergasungsanlage zugeführten festen Kohle so gering wäre, daß der Vergaser nicht einmal den in dem Prozeß erforderlichen Wasserstoffbedarf decken könnte (Wasserstofferzeugung ist vorrangig bei der Vergasung), der Wasserstoffmangel aus einer anderen und weniger wirksamen Quelle wie Dampfreforming von in dem Prozeß erzeugten Kohlenwasserstoffgasen, ergänzt werden.

Ab 12

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Der Wärmewirkungsgrad jedes hier beschriebenen Prozesses oder Kombinationsprozesses 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_o Der hohe Heizwert der Einsatzkohle und 6er Produktbrennstoffe des Prozesses werden für Berechnungen herangezogene Der hohe Heizwert setzt voraus, daß der Brennstoff trocken ist und daß der Wärmeinhalt des durch die Reaktion von Wasserstoff und Sauerstoff erzeugten Wassers durch Kondensation zurückgewonnen wird. Der Wärmewirkungsgrad kann wie folgt berechnet werden:

Wirkung! grad

Energie» Wärmeinhalt aller zurückgewonnenen abgabe Produktbrennstoffe

zugoführte / Wärme

r™ * ' * I *1

Energie

inhalt von Einsatz» kohle

'Wärmeinhalt von allem von außerhalb des Prozesses zugofüh roten Brannist off

erforderliche \

_i( Wärme zur Er-I +[' zeugung kauf- I I lieher EIo k- / ytroenergie /

Alle für den Prozeß bestimmte Einaatzrohkohle ist pulverisiert, getrocknet und mit heißer lösungsmittelhaltiger Um»» laufaufschlämmung vermischte Die Umlaufaufschlämmung ist wesentlich stärker verdünnt als die dor Vergasungszone zugeleitete .Aufschlämmung, da sie nicht zuerst vakuumdestil-

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liert wurde und einen erheblichen Anteil von 380 bis 850 ⁰F (193 bis 454 ⁰C) Destillatflüssigkeit enthält, die eine 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 rohrförnige Vorwärmerzone und anschließend zu einer Reaktor- oder Auflöserzone geleitet. Das Verhältnis von Wasserstoff zu Rohkohle liegt im Bereich von 20 000 bis 80 000 und beträgt vorzugsweise 30 000 bis 60 000 se /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 ⁰C) und vorzugsweise zwischen etwa 700 und 760 ⁰F (371 und 404 C) 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 ⁰C) und vorzugsweise 840 bis 870 ⁰F (449 bis 466 ⁰C). Die Verweildauer in der Auflöserzone ist länger als in der Vorwärmerzone. Die Auflösertomperatur liegt um mindestens 20, 50, 100 oder sogar 200 ⁰F (11,1, 27,8, 55,5 oder sogar 111 ⁰C) 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 Stellen zugesetzt. Zumindest ein Teil des Wasserstoffs wird der Aufschlämraung vor dem Einlaß des Vorwärmers zugegeben. Zusätzlicher Wasserstoff kann zwischen dem Vorwärmer und dem Auflöser und/oder als Abschreckwosserotoff im Auflöser

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selbst hinzugefügt werden« Abschreckwasserstoff wird an verschiedenen Stellen eingeblasen» wenn er im Auflöser gebraucht wird« um die Reaktionstemperatur auf einem Wert zu halten, bei dem nennenswerte Verkokungsreaktionen verhindert werden«

Da der Vergaser vorzugsweise unter Druck arbeitet und ein Aufsehlämmungseinsatzgut aufnehmen und verarbeiten kann, bildet das Bodenprodukt der Vakuumkolonne ein ideales Einsatzgut für den Vergaser und sollte daher keinem Kohlenwasserstoff-Uiiwandlungs·» oder anderen Prozeßschritt 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-De·» etillat 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_e Für die Aufnahme von festern Einsatzgut vorgesehene Vergaser müssen mit einem Verriegelungsmechanismus am Beschickungstrichter versehen sein und sind daher komplizierter als für die Aufnahme einer Einsatzaufschlämmung bestimmte Vergaser. Die V/assermenge, die zur Herstellung einer annehmbaren und pumpfähigen Koksaufschlämmung gebraucht wird, ist viel größer als die Wassermenge, die dem erfindungsgemäßen Vergaser zugeführt werden müßte» Das Aufschlämmungseinsatzgut für den erfindungsgemäßen Vergaser ' ist im wesentlichen wasserfrei, wenn auch kontrollierte Mengen Wasser oder Dampf unabhängig von der eingesetzten Aufschlämmung in den Vergaser geleitet werden, um CO und H„ 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 Hp das bevorzugte Vergasungsprodukt ist und nicht CO, wie z_e B. einem, bei dem eine Umlagerungsreaktion, eine Methanierungsroaktion oder eine Methanolumvvandlungsroaktion folgt.

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wäre die Zugabe einer großen Vt'assermenge vorteilhaft. Bei dem erfindungsgemäßen Prozeß jedoch, bei dem eine beträchtliche Menge Synthesegas als Prozeßbrennstoff verwendet wird, hat die Erzeugung von Wasserstoff nur einen geringen Vorteil im Verhältnis zur Erzeugung von CO, da H« 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 Molverhältnis von Hp 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 lOO%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 dom 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 Wärmewirkungsgrades des erfindungsgemäßen Prozesses erforderlich. Die maximalen erfindungsgemäßen Vergasertemperaturen liegen im allgemeinen im Bereich von 2200 bis 3600 ⁰F (1204 bis 1982 °C); vorzugsweise bei 2300 bis

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3200 ⁰F (1260 bis 1760 ⁰C) 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 _e daß erhebliche Mengen von Kohlenwasserstoff» gaeen und flüssigen Brennstoffen erzeugt werden, im Gegensatz zu Prozeßbedingungen, die di© Erzeugung von entweder nur Kohlenwasserstoffgasen oder nur Flüssigkeiten begünstigen« Beispielsweise sollten in der Verflüssigungszone mindestens 8 oder 10 Masse% gasförmige C ,.-C,-»Brenn·» stoffe 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 ale Pipelinegas verkauft. Ein Gemisch aus Propan und Butan wird zurückgewonnen und als LPG verkauft. Diese beiden Produkte sind Premium-Kraftetoffe. 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 C_r bis 380 ⁰F (193 ⁰C) Schwerbenzinprodukt stellt im allgemeinen zwischen etwa 4 und etwa 20 Masse% der Einsatzkohle dar, aber spezieller zwischen etwa 5 und 16 Masse% der Einsatzkohle. Diese Menge Schwerbenzin wird direkt unter den Bedingungen der Verflüssigungszone gebildets und es findet kein unabhängiger Kr_ackschritt außerhalb der Verflüssigungszone statt. Hydrogensulfid wird aus dem Prozeßablaufstrom in einem Säuregasentfernungssystem zurückgewonnen und wird in elementaren Schwefel umgewandelt.

20a 6. 1980 _λ4 AP C 10 G/217 596

- η - 2 1 75 9 6 56 523 n

Wie oben erwähnt wurde, zeigt Kurve A von Fig· 1 den Wärmewirkungsgrad eines integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozesses, bei dem das Produktschwerbenzin in seiner erzeugten Form verkauft wird und in dem integrierten Prozeß weder verbannt, hydrobehandelt noch reformiert wird. Der integrierte liohleverflüssigungs-Vergasungsprozeß von Kurve A der Fig, 1 wird mit einer bituminösen Kentucky-Kohle unter Anwendung von Auflösertemperaturen zwischen 800 und 860 ⁰F (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 Gesaintfeststoffgehalt der Einsätzaufschlämmung etwa 48 Masse~v£ beträgt, was nahe einem durch die Pumpfähigkeit bedingten Grenzfeststoffgehalt von etwa 50 bis 55 Masse-% liegt.

Ausführungsbeispiel

Die Erfindung wird nachstehend an einigen Ausführungsbeispielen näher erläutert. In der beiliegenden Zeichnung zeigen:

Fig. 1: in grafischer Darstellung den Wärmewirkungsgrad eines kombinierten Verfahrens im Verhältnis zur Ausbeute an normalerweise fester gelöster Kohle und dem aus der Verflüssigungszone gewonnenen Bodenprodukt der Vakuumkolonne;

Fig. 2: in grafischer Darstellung den Wärmewirkungsgrad des erfindungsgemäßen Verfahrens;

20. 6_β 1980 AP G 10 G/217 596

^Αλ «* λ ^ p. ^ ^ 56 523 11

Pig« 3 σ eine schematische Darstellung des erfindungsgemäßen Verfahrens*

Pig«. 1 betrifft den Wärmewirkungsgrad des Kombinationsprozesses im Verhältnis zur Ausbeute an 850 ⁰P+ (454 ⁰C+) normalerweise fester gelöster Kohle zusammen mit dem Mineralrückstand, der ungelöste organische Substanz enthält und das aus der Verflüssigungszone gewonnene Bodenprodukt der Vakuumkolonne 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 nor·= malerweise fester gelöster Kohle im Bodenprodukt der Vakuumkolonne 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 Pigc 1 ist die Kurve des V/ärmev/irkungsgra des des Kombinations-Verflüssigungs-Vergasungsprozesses; Kurve B

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ist der Wärmewirkungsgrad eines typischen Vergasungsprozesses alleine mit-einem Umlagerungsreaktor; und Punkt C stellt den allgemeinen Bereich des maximalen Wärmewirkungsgrades 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 wasserstoff reichen Strom, eine getrennte Säuregasentfernungsanlage zur Reinigung eines weiteren Teiles des Synthesegases zur Verwendung alt; Brennstoff und eine Kombination von Umlagerungsreaktor und Mothanisieranlage zur Umwandlung des übrigen Synthesegascs in Pipolinegas. Der Wörmewirkungsgrad von Vergasersystemen mit einer Oxydationszone und einer Kombination von Umlagerungsreaktor und Mothanisieranlage 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 eine Hydrierungsumwandlung wie einem Methanierungsschritt oder einer Methsnolum-Wandlung 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 Mange hinaus erzeugt wurde, die innerhalb der Anlage für die Er« zeugung von Wasserstoff als Brennstoff gebraucht wird, ohne HydrierungQumwandlung genutzt werden. Die Möglichkeit, in dem Prozeß Synthesegas als Prozeßbrennostoff verwenden zu können, trägt zu einem höheren Wärmewirkungsgrad bei«

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Damit das Synthesegas als Brennstoff innerhalb der erfindungsgemäßen Anlage verwendet werden kann, müssen Leitungs« einrichtungen 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 Verbrennungszon© mit Verbrennungseinrichtungen zur Verbrennung des Synthesegases oder eines kohlenmonoxidreichen Teiles davon als Brennstoff ohne zwischengeschaltete Synthesegas-Hydrierungsanlage ausgerüstet sein.

Figur 1-zeigt, daß der Wärmewirkungsgrad des Verbrennungsprozesses bei über 45 % betragenden Ausbeuten an 850 ⁰F+ (454 O) gelöster Kohle so gering ist, daih kein günstiger Wirkungsgrad durch die Durchführung eines Kombinationsprozesses mit so hohen Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle im Vergleich zur alleinigen Vergasung erzielt wird. Wie in Figur 1 gezeigt wird, kann durch die fehlende Rezirkulation von Mineralrückstand zur Katalyse der Verflüssigungereaktion in einem Verflüssigungsprozeß eine Menge an 850 ⁰F* (454 C+) 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-I-) gelöster Kohle auf einen Bereich von 20 bis 25 % reduziert werden kann, was dem Bereich des maximalen Wärmewirkungsgrades des Kombinationsprozesses entspricht« Durch Rezirkulation von Mineralrückstand kann eine genaue Einstellung dor Menge an 850 F* (454 O) gelöster Kohle zur Optimierung des Wärmewirkungsgrades dadurch erzielt werden, daß die Temperatur, der Wasserstoffdruck, die Verweildauer und/oder das Verhältnis von Umlauf auf schlämmung zu Einsatzkohle variiert werden, während ein konstanter Anteil Feststoffe in der Einsatzaufschlämmung beibehalten wird_e

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Punkt D auf Kurve A zeigt den Punkt des chemischen WasserstoffgleichgewichtG für den Kombinationsprozeß. Bei einer Menge von 850 ⁰F-J- (454 ⁰C-:-) gelöster Kohle von 15 % (Punkt D) erzeugt der Vergaser den genauen chemischen Wasserstoffbedarf für dsn Verflüesigungsprozeß. Der IVärmewirkungsgrad bei der Menge von 850 ⁰F+ (454 ⁰C-S-) gelöster Kohle bei Punkt D ist der gleiche wie der Wirkungsgrad bei der größeren Menge an 850 ⁰F-J- (454 ⁰C-!-) gelöster Kohle von Punkt D«. Wird der Prozeß im Bereich der geringeren Menge von Punkt D betrieben, wird die Auflöserzone verhältnismäßig groß sein müssen, um den erforderlichen Grad des Hydrokrackens zu ermöglichen, und die Vergaserzone wird verhältnismsißig klein sein müssen, da ihr eine verhältnismäßig geringe Menge kohlenstoffhaltiges Material zugeführt wird. Bsim Betroiben des Prozesses im Bereich von Punkt D₂ wird die Auflösorzone 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 D und D_ werden die Auflöserzone und die Vergaserzone ziemlich ausgeglichen sein, und der Wärmewirkungsgrad wird nahe dem Maximum liegen.

Punkt E. auf Kurve A zeigt den Punkt des Prozeßwasserstoffgleichgewichts, worin K'asserstoffverluste im Prozeß einbezogen sind..Punkt E zeigt die Menge an 850 ⁰F* (454 ⁰C+) gelöster Kohle, die erzeugt und der Vergaserzone zugeführt werden muß, 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 E. erreichten ergeben. Unter den Bedingungen von Punkt E, wird die Größe des Auflosers relativ groß sein,

•X»

um das an diesem Punkt erforderliche <ui?ßere Ausmaß an

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Hydrokracken zu ermöglichen, und die Größe des Vergasers wird entsprechend relativ klein sein_e Andererseits wird unter den Bedingungen bei Punkt E_? die Größe des Auflöser© verhältnismäßig klein sein, da ein geringerer Grad von Hydrokracken notwendig ist, während die Größe des Vergasers relativ groß sein wird. Die Auflöser- und die Vergaserzone werden etwa in der Mitte zwischen den Punkten E. und E₂ (d_e h„ in der Mitte zwischen 850 ⁰F+ (454 ⁰C*) Kohlemengen von etwa 17,5 und 27 Mass©%) in der Größe ziemlich ausgeglichen sein, und die Wärmewirkungsgrade werden in dieser Zwischenzone am höchsten sein»

An Punkt X auf Linie E₁E₂ 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 ο Bei den Mengen an 850 ⁰F* (454 ⁰C*) 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 Wärmewirkungsgrad hoch liegt. Bei Mengen an 850 ⁰F+ (454 ⁰C+) gelöster Kohle im Bereich zwischen den Punkten X und Ep kann die im Überschuß von Punkt X erzeugte 850 ⁰F* (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 Wärmewirkungsgrad eines integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozesses, bei dem das Produktschwerbenzin aus dem Prozeß ohne qualitätsverbessernden Schritt entfernt wird, steigt, wenn die als Brennstoff zur Verfugung stehende Mange Synthesegas zunimmt, und einen Höchstwert im Bereich von Punkt Y erreicht, an dem das erzeugte Synthesegas gerade d®n gesamten Prozeßbrennstoffbedarf deckt« Der Wirkungsgrad beginnt an Punkt Y abzusinken, da mehr Synthesegas erzeugt wird, als der Prozeß als Anlagen-

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brennstoff verbrauchen kann und da an Punkt Y 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 F+ (454 C+) gelöster Kohle aus» reicht, 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 noch besteht, wenn auch in abgeschwächtem Maße, wenn der größte Teil des erzeugten Synthesegases ohne Methanierung zur Deckung des Prozeßbrennstoffbedarf s verwendet wird, obgleich eine begrenzte Überschußmenge 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 Kombinationsprozesses 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 Msngen 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.

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wobei beide Zonen eine mittlere Größe haben. Wenn die Größe von Auflöser und Vergaserzone weitgehend ausgeglichen ist, wird der Vergaser mehr Synthesegas erzeugen, als für den Prozeßwaeserstoffbedarf erforderlich ist. Daher verlangt ein ausgeglichener Prozeß eine Anlage, in der Einrichtungen für den Durchlauf eines Synthesegasstromes nach der 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 kohlenmonoxidreichen 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 iVärmewirkungsgrad erzielen. Ein solches Anlagenmerkmal ist daher kritisch, wenn in einer Anlage die erfindungsgemäße Entdeckung der Optimierung des Wärmewirkungsgrades 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 Größe der Auflöserzone verringert wird,, Der Mineralrückstand ist in der Produktauf schlämmung 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 katalytischen Wirksamkeit bei. Durch die Rezirkulation von katalytischem Material wird die Menge des notwendigen Lösungsmittels ganz drastisch verringert. Daher scheint die Rezirkulation von Prozeßmineralrückstand in Aufschläm«

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mung mit flüssigem Destillatlösungsmittel in einer Menge, die zur Erzielung eines angemessenen Gleichgewichts 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 Hydrokrackreaktionen um etwa die Hälfte oder mehr reduzieren und zu einer erhöhten Entfernung voa Schwefel und Sauerstoff führen. Wie aus Figur 1 hervorgeht, ergibt eine Menge von 050 F+ (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 Wärmewirkungsgrades in Figur 1 speziell die Optimierung des V/ärmevvirkungsgrades 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 be-

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beschriebene Kurve der Wirkungsgradoptimierung anstrebt, eine 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-Brennstoff ist. Flüssige Kohle verbraucht bei ihrer Erzeugung mehr Wasserstoff, als es bei normalerweise fester gelöster Kohle der Fall ist. Der anteilmäßig 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 don Verkauf entfernt. Dedoch 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» Ref ormingzone in einen kombinierten Kohleverflüssigung©·» 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 bildet sie etwa 5 bis 15 Masse% der trockenen Einsatzkohle« Das Roh-

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schwerbenzin wird im allgemeinen eine C₅- 380 F (193 C) Fraktion 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 Rohschvs/erbenzin als Prozoßbrennstoff verwendet wird, wird die Menge des erzeugten Schwerbenzins niemals ausreichen, um den gesamten Brennstoff bedarf des Prozesses zu decken, und zwar vor allem deswegen, weil eine größere Schwerbenzinmenge eine gesteigerte Prozeßhärte und einen erhöhten Energieverbrauch erfordert.

In der Verflüosigungszone erzeugtes Rohschwerbenzin wird in eine Reformingzone geleitet, in der das Rohschwerbenzin in Leichtbenzin mit hoher Octanzahl umgewandelt wird und eine geringe Menge an Nebonprodukt in Form von C - 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 bis Gruppe VIII wie Kobalt-Molybdän oder Nickel-Kobalt-Molybdän auf einer nichtkrackenden Unterlage wie Tonerde. Das Schwerbonzin wird in der Hydrovorbehandlungszone von Schwefel und von Stickstoff befreit. Die Prozeßbedingungen in der Hydrovorbehandlungszone sehen eiraim Bereich von 600 bis 850 ⁰F (316 bis 454 ⁰C) liegende Temperatur und einen Wasserstoffdruck im Bereich von 500 bis 2000 psi (35 bis 140 kg/cm ) vor.

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

(7 bis 56 kg/cm ). Obwohl in dem Hydrovorbehandler Wasserstoff für die Durchführung der Entschwefelungs- und Stickstof fentzugsreaktionen 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 kombinier ten 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 Wärmeenergieί die in der Nettowasserstoffmenge der Reformingzone vorhanden ist. Daher wird der Wärmewirkungsgrad des integrierten Kohleverflüssigungs~Vergasung-Refortningvorganges niedriger sein als der Wärmewirkungsgrad des integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungsvorganges von Figur 1, bei dem das Schwerbenzinprodukt nicht qualitativ verbessert wird. Natürlich wird die Einbuße an Wärmewirkungsgrad durch den größeren wirtschaftlichen Wort des erzeugten Leichtbenzins im Vergleich zum %'ert 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 O 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 Kohleverflüssigungsund -vergasungszonen aufweist, in denen das erzeugte Schwerbenzin aus dem Prozeß entfernt wird» Kurve zeigt den IVärmewirkungsgrad eines dem von Kurve M ähnlichen Prozesses,, mit dem Unterschied, daß die gesamte in der Verflüssigungszone erzeugte Schwerbenzinfraktion als Brennstoff innerhalb des Prozesses verbrannt wird. Kurve N zeigt den Wärmewirkungsgrad eines ähnlichen Kohleverflüssigunge-Vergasungsprozesses, in don eine Schwerbenzinreformerzone integriert ist. Die Schwerbenzinreformingzone besteht aus

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Schwerbenzinhydrobohandlungs- und Reformingschritten für die Qualitätsverbesserung der gesamten in der Verflüssigungszone gebildeten Schwerbonzinfraktion zu Leichtbenzin. Bei den Prozessen der Kurven 0 und N liefert der Vergaser Syngasbrennstoff für den Reformer bis zu dem Umfang, in dem Syngas zur Verfugung steht und gebraucht wird, während der in dem Reformer erzeugte Wasserstoff als Reaktionsmittel in der Verflüesigungszono Anwendung findet. In dem Prozeß von Kurve N sind die Verwendung von Syngasbrennstoff in der Reformerzone und die Verwendung von in der Reformerzono erzeugtem Wasserstoff innerhalb des Prozesses voneinander abhängige Prozeßmerkmale, da dio Erzeugung von Wasserstoff innerhalb der Reformerzono, die mit Hilfe der vom Syngas gelieferten Energie erfolgt, eine verstärkte Verwendung von Syngas als Brennstoff ermöglicht, ohne daß das Syngas einer energieverbrauchenden Umlagerungsreaktion zur Umwandlung in Wasserstoff unterzogen werden muß. Die Verwendung von Syngas als Brennstoff in der R_eformingzone in Verbin« dung mit der Rückgewinnung von Wasserstoff aus der Reforming« zone ist daher 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, dio für die Deckung des Wasserstoffbedarfs dar 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 Produktkohlonivasserstoffgase dampf reformiert werden müssen, um das Defizit an Prozeßvvasserstoff auszugleichen. In dem Maße, wie die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle über die dem Punkt P entsprechende Menge hinaus ansteigt, wird dor Vergaser zunehmend in die Lage versetzt, nicht nur den Wasserstoff für den gesamten Prozeßbedarf zu liefern,

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sondern auch zusätzliches Syngas für die Verwendung als Prozeßbrennstoff, so daß mehr wertvolle Produktwasserstoffgase als Prozeßbrennstoff zur Verfügung gestellt werden« Bsi 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_β Bei einer höheren Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle ist die Syngasmenge so hoch, daß ein Teil des Syngasproduktes zur Umwandlung in Pipalinegas hydriert werden muß, das im Gegensatz zu Syngas ein verkäuflicher Brennstoff ist, dessen Erzeugung aber zu einer Senkung dos 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 Wasserstoff menge zu erzeugen, die zur Dockung des Prozeßbedarfs ausreichend ist, so daß wertvolle in dem Prozeß erzeugte Kohlenwasserstoffgase dampf reformiert werden müssen, um das Defizit hinsichtlich des erforderlichen Prozeßwasser·» etoffs 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 Schwerbenzin 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«,

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Kurve N entspricht im allgemeinen der Kurve M₁ mit dem Unterschied, daS der angezeigte IVärmewirkungsgrad geringer ist, da der Schwerbanzin-Roformingschritt Wärmeenergie ohne wesentliche Veränderung des Heizwertes des Produktes und ohne Erzeugung von genügend 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 größten, da der erhöhte Bedarf an Prozeßbrennstoff, der durch άθη Schvverbenzinreforrningschritt entsteht, nicht durch die relativ geringe Menge erzeugten Syngases gedeckt werden kann. Die Wirkungsgroddifferenz zwischen den beiden Kurven nimmt jedoch asymptotisch in dem Maße ab', wie die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle 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 M, und zwar infolge des noch hinzugekommenen 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 stehenden Schwerbenzins begleitet sind.

Figur 2 zeigt, daß sich die Kurven O und N bei einer Menge R an normalerweise-fester gelöster Kohle schneiddn» Am Schnittpunkt dar Kurven O und N haben Veränderungen im Verhältnis zwischen dem Anteil Schwerbenzin, der als Prozeßbronnstoff vorgesehen ist (Kurve O) und dom als Einsatzgut für den Reformer vorgesehenen Anteil (Kurve N) keinen Ein«* fluß auf den Wirkungsgrad des Prozesses, Daher stellt der Schnittpunkt der Kurven O und N einen Indifferenzpunkt des

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Wirkungsgrades dar, an dem ein integrierter Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozeß unter Einsatz von Produktschwerbenzin als Prozeßbrennstoff ohne Veränderung des Wärniewirkungsgrades in einen integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformerprozeß unter Anwendung eines Teiles oder des gesamten Schwerbenzins als Rsformereinsatzgut 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_e h_e weniger als etwa 1 oder 2 Prozentpunkte über oder unter dem Prozentanteil von Menge R₁ kann Schwerbenzin als Prozeßbrennstoff ohne wesentliche Einbuße verwendet werden. Daraufhin können Veränderungen hinsichtlich des Verhältnisses der Schwerbenzin» ströme, 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 Indifferenzwirkungsgradprozentsatz nach Veränderungen in der Mange an 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 de© Gesamtschwerbenzins begleitet eein .müßte oder davon begleitet sein müßte, daß das gesamte Schwerbonzin vorübergehend der Verwendung als Reformereinsatzgut zugeführt wird, damit vorzugsweise eher Kurve N als Kurve 0 entsprochen wird, und um dadurch ©ine Steigerung des Prozoßwirkungsgrades im Bereich von über Punkt R liegenden Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle zu erzielen« Figur 2 zeigt des

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weiteren, daB eine Senkung der Menge an normalerweise fester gelöster Kohle auf einen unter Punkt R liegenden Wert von einer Erhöhung des als Prozeßbrennotoff verwendeten Anteils des Gesamtschwerbenzins begleitet sein müßte, oder davon bogleitet sein müßte, daß das gesamte Schwerbenzin vorübergehend 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 herbeizuführen. Man wird feststellen, daß in einem integrierten Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformingprozeß das gesamte Schwerbenzinprodukt als Prozeßbrennstoff und/oder als Roformereinsatzgut ohne wesentlichen Einfluß auf den Prozeßwirkungsgrad aufgeteilt werden kann« Daher können Erhöhungen oder Verringerungen in der Monge an normalerweise fester gelöster Kohle von einer Veränderung im Verhältnis des als Prozeßbrennstoff und Reforrnereinsatzgut 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 zumindost eine Verringerung unter den Indifferenzwirkungsgrad verhindert wird.

Durch die Steuerung des Prozesses in dieser Weise kann 6θγ 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 S_chwarbenzin innerhalb des Prozesses in dieser Form aufgeteilt wird, werden im allgemeinen zwischen etwa 0 oder 5 und 70 Massel und am besten zwischen etwa 0 und/oder 10 und 40 Masse% des in der Verflüosigungszone erzeugten Rohschwerbenzins als Brennstoff in dem integrierten Prozeß verwendet« Der Rest des Rohschwerbenzins wird das Einsatzgut für die Reformerzone bilden* Im allgemeinen worden zwischen etwa 30 und 95 oder 100 Massel und bosser zwischen etwa 60 und

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90 oder 100 Masse% des in der Verflüssigungszone erzeugten Rohschwerbenzins das Einsatzgut für die Reformerzone bilden,

Ein integrierter Kohleverflüssigungs-Vergasungs-Reformingprozeß hat den Vorteil eines hohen Grades an Flexibilität, wenn die Menge an normalerweise fester gelöster Kohle im wesentlichen dem Indifferenzwirkungsgrad entspricht. Figur 2 zeigt jedoch, 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 Verflüssigungszono und für die Vergaserzone gedeckt werden kann, während das gesamte Schwerbenzinprodukt als Reformereinsatzgut verwendet wird, ein auf der Syngasproduktion basierender erhöhter Wirkungsgrad erzielt wird. Oede 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 Prozoßwirkungsgrades, 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 Teils oder fast des gesamten Brennstoffbedarfs für die Verflüssigungszone und für die Vergaserzone erzeugt, ergibt die verstärkte Verwendung von Syngas als Prozoßbrennstoff eine asymptotische Annäherung von Kurve N an Kurve M. V\'ie 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 Roformingschritt sinkt*

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Bei dem Indifferenzwirkungsgrad können die Anteile des als Reformereinsatzgut und als Prozeßbrennstoff verwendeten Geoamtschwerbonzins in jedem beliebigen Verhältnis variiert werden, ohne daß der Prozeßwirkungsgrad 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 ausreichte Daher ist bei dem Indifferenz-Wirkungsgrad die Wirkungsgraddifferenz zwischen den Kurven ΓΊ und N relativ groß. Andererseits wird, wenn der Syngasausstoß mit zunehmenden Mengen an normalerweise fester gelöster Kohle so groß wird, daß er den gesamten Prozeßbrennstoff bedarf decken kann, nichts von dom wertvollen Schwerbenzinprodukt für den Einsatz als Prozeßbrennstoff gebraucht, und das gesamte Schwerbenzin.kann als Reformereinsatzgut verwendet werden. Bei dieser Situation ergibt 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 VVirkungsgraddifferenz 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 normalerweise 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 Verfugung 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

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Refarme reinsatzgut verwendet wird (Kurve N), da durch eine zusätzliche Ref orrningzone die Brennstoff belastung des Prozesses zunimmt, während die Verfügbarkeit von Schwerbenzin zurückgeht und die Syngasrnenge nicht ausreicht, um den Brennstoffbedarf des Prozesses zu decken.

Aus Figur 2 geht hervor, daft 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-Vorgaser-Kombination integriert wird, da die Menge des erzeugten Syngases oder einer CO-Fraktion davon ohno Hydrierungs-Qualitätsverbesserung ausreichend sein kann, um den größten Teil oder den gesamten Bedarf an Pro-» zeßenergie zu decken, wozu auch der Energiebedarf der Re-.formerzone gehört« Man wird feststellen, daß bei der Menge T an normalerweise fester gelöster Kohle eine sehr große Einbuße an Wirksamkeit auftreten würde, wenn das Schwerbonzinprodukt als Prozeßbrennstoff verwendet würde (Kurve 0), da dadurch der Bedarf an Syngas als Prozeßbrennstoff verringert würde und zusätzliches Syngas durch Hydrierung auf Pipelinequalität gebracht werden müBte, 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 Wärmewirkungsgrad infolge der Integration eines Reforming-Schrittes in einen Kohleverflüssigungs-Vergasungsprozeß nicht mehr als ein oder zwei Prozentpunkte in bezug auf den Wärniewirkungsgrad 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 Wänneivirkungegrad von etwa 72 Prozent betrieben wer-s· den kann, ein Dreistufen-Prozeß dagegen mit einem Wärmewir« kungsgrad von sogar 71 Prozent betrieben werden kann und ein Produkt in besserer Qualität gewonnen wird. Die geringe Einbuße an Wärmewirkungsgrad, dio 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

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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 dos Prozesses schließt die Notwendigkeit der Durchführung einos 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.

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Ein Schema für die Durchführung des erfindungsgemäßen Kombinat ionspro ze sses wird in Pig« 3 vorgestellte Getrocknete und pulverisierte Rohkohle, die den gesamten Einsatz an Rohkohle für den Prozeß darstellt, wird durch Leitung 10 zum Aufschlämmungsmisehbehälter 12 geleitet, in dem sie mit heißer, lösungsmittelhaltiger Umlaufaufschlämmung vom Pro~ zeß, die durch Leitung 14 läuft, vermischt wird« Das Lö~ sungsmittelhaltige Umlaufaufschlämmungsgeinisch (im Bereich von 1,5 bis 2,5 Masseteilen Aufschlämmung auf ein Teil Kohle) in Leitung 16 wird mit Hilfe einer Kolbenpumpe 18 gepumpt und mit durch Leitung 20 eintretendem Umlauf v/asserstoff und durch Leitung 92 eintretendem Zusatzwasserstoff vermischt, bevor sie durch den rohrförmigen Vorwärmofen 22 geleitet wird, aus dem sie durch Leitung 24 zum Auflöser geführt wird* Das Verhältnis von Wasserstoff zu Einsatzkohle beträgt etwa 40 000 scf/Tonne (1,24 nV

Die Temperatur der Reaktanten am Auslaß des Vorwärmers beträgt etwa 700 bis 760 ⁰P (371 bis 404 ⁰C)* 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 eine im wesentlichen einheitliche Temperatur, und die durch die Hydrokrackreaktionen in dem Auflöser erzeugte Wärme erhöht die Temperatur der Reaktanten auf den Bereich zwischen 840 und 870 ⁰P (449 bis 466 ⁰G)₉ 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«

Der Ablaufstrom des Auflösers 26 geht durch Leitung 29 zu dem Dampf -Flüssigkeit s°-Trennsy stern 30« Der heiße Kopf dampfstrom von diesen Separatoren wird in einer Reihe von Wärmetauschern und zusätzlichen Dampf-Flüssigkeits^Trennschritten

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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 HpS und COp und wird der Säuregasentfernungsanlage 38 zur Entfernung von !US und COp zugeleitet· Das zurückgewonnene Hydrogensulfid wird in elementaren Schwefel umgewandelt, der durch Leitung 40 aus dem Prozeß abgezogen wird« Ein Teil des gereinigten Gases wird durch Leitung 42 der Weiterverarbeitung in der Tieftemperatüranlage 44 zugeführt, um einen großen Teil des Methans und Ä'thans 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 Wasserstoff (Reinheit 90 %) in Leitung 50 wird mit dem übrigen Gas des Säuregasbehandlungsschrittes in Leitung 52 vermischt und stellt über Leitung 54 den Umlaufwasserstoff für den Prozeß dar.

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

In der Fraktionierkolonne 36 wird das Aufschlämmungsprodukt bei atmosphärischem Druck destilliert, um einen Kopfschwer- · benzinstrom 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 Vakuuaikolonne 68 durch Leitung 70 zurückgewonnenen Mitteldestillats bildet das Hauptheizölprodukt des Pro«»

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zesses und wird durch Leitung 72 zurückgenommen. Der Strom in Leitung 72 enthält 330 bis 350 ⁰F (193 bis 454 °C) Destillatheizölprodukt j und ein Teil davon kann durch Leitung 73 wieder 'in den Einsatzaufschlämmungs-I'/iischbehälter 12 zurückbefördert werden, um die -Fest stoffkonzentration in der Einsatzaufschlämmung und das Kohle-Lösungsmittel-Verhältnis zu regulieren,, Der Umlaufstrom in Leitung 73 verleiht dem Prozeß Plexibilität, da das Verhältnis von Lösungsmittel und rezirkulierter Aufschlämmung variiert v/erden 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 68, das aus der gesamten normalerweise festen gelösten Kohle, ungelöster organischer Substanz und Mineralsubstanz besteht, allerdings ohne Destillatflüssigkeit oder Kohlenwasserstoffgase, wird durch Leitung 74 zur Partialoxydations-Vergaserzone 76 befördert. Da der Vergaser 76 einen kohlenwasserstoffhaltigen Auf-Bchlämmungseinsatzstrom 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 Wiederaufschlämmung in V/asser erforderlich machen würde. Die Wassermenge, die zum Aufschlämmen von Koks gebraucht wird, ist größer als die Wassermenge, die gewöhnlich für den Vergaser gebraucht wird, so daß der Wirkungsgrad des Vergasers durch die für das Verdampfen des zusätzlichen Wassers verschwendete Wärmemenge herabgesetzt v/erden 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 76i> Der gesamte Minera!gehalt der durch Leitung 10 zugeführten Einsatzkohle wird in IPorm von inerter Schlacke durch Leitung 84? die vom Boden des Vergasers 7'6 abgeht, aus dem Prozeß abgezogen« In dem Vergaser 76 wird Synthese-

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gas erzeugt, von dem ein Teil durch Leitung 86 zur Umlagerungsreaktorzone 88 zur Umwandlung mit Hilfe der Umlagerungsreaktion, bei der Dampf und CO in H₂ und CO₂ umgewandelt werden, geht, worauf eine Säuregasentfernungszone 89 für die Entfernung von hLS 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 Zusatzvvasserstoff für die Vorwärmzone 22 und den Auflöser 26 geleitet«. Innerhalb der Vergaserzone 76 gebildete Wärme wird nicht als Energieverbrauch innerhalb des Prozesses angesehen, sondern lediglich als Reaktionswärme, die zur Erzeugung eines Synthesegaa«Reaktionsproduktes gebraucht wird.

Die in dem Vergaser 76 erzeugte Synthesegasmenge reicht nicht nur zur Bereitstellung des für den Prozeß benötigten molekularen Wasserstoffs, außer dem in der Reformingzone erzeugten, sondern auch zur Lieferung von Syngas als Prozeßbrennetoff. Zu diesem Zweck geht der Teil des Synthesegases, der nicht in den Umlagerungsreaktor fließt, durch Leitung 94 zur Säuregasentfernungsanlage 96, in der CO₂ + H₂S daraus entfernt werden. Durch die Entfernung von H₂S entspricht das Synthesegas den an einen Brennstoff gestellten Umweltanforderungen, während durch die Entfernung von CO₂ der Wärmeinhalt des Synthesegases erhöht wird, so daß eine bessere Wärmeregulierung bei seiner Verwendung als Brennstoff möglich ist. Ein Strom gereinigten Synthessgases geht durch Leitung 98 in den Kessel 100. Der Kessel 100 ist mit Einrichtungen zur Verbrennung des Synthesegases als Brennstoff versehen. Durch Leitung lO2<ifließt Wasser in den Kessel 100, in dem es in Dampf verwandelt wird, der durch Leitung 104 zur Lieferung von Prozoßenergie, 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

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Stelle des Prozesses, an der Brennstoff gebraucht wird, verwendet werden. V/enn 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) Quelle bezogen werden, wie einem Kraftwerk.

Zusätzliches Synthesegas kann durch Leitung 112 in den Umlagerungsreaktor 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 118 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 ©ein 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 Tieftemperaturtrennanlage 124 geführt, in der Wasserstoff und Kohlenmonoxid voneinander getrennt werden« Anstelle der Tieftemperaturanlage kann eine Adsorptionsanlage eingesetzt werden. Ein wasserstoff reicher Strom wird durch Leitung 126 zurückgewonnen und kann mit dem Zusatzwasserstoff strom 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„

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j Jg φ £ 56 523 11

Ein Teil des Rohschv/erbenzinproduktes in Leitung 62 kann als Prozeßbrennstoff verwendet werden? indem er durch Leitung 130 zu Leitung 110 und Kessel 100 geführt wird, und/ oder indem er durch Leitung 111 in den Aufsohlämmungsvorwärmer 22 geführt wird* Der- Rest oder das gesarate 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 Hydrovorbehandler 136 abgezogen* Der Katalysator in dem Hydrovorbehandler 136 besteht aus Metallen der Gruppe VI und Gruppe VIII auf einer nicht-krackenden Unterlage* Ein geeigneter Katalysator besteht aus Kobalt-Molybdän oder Nickel-Kobalt-Molybdän auf Tonerde*

Ein Strom entschwefelten .und stickstoffreien Schwerbenzins vom Hydrovorbehandler I36 geht durch Leitung 142 in den Ofen 144, aus dem ein vorgewärmter und hydrobeliandelter Schwerbenzinstrom durch Leitung I46 zu dem Reformer 148 fließt* Der Reformer 148 enthält einen Katalysator aus einem Edelmetall wie Platin oder Palladium auf einer nicht-krackenden Unterlage wie Tonerde* Die Dehydrierungs- und Dehydrocyclisierungsreaktionen, die in dem Reformer 148 ablaufen, ergeben einen Strom, der Wasserstoff und CL-C^,-Gase enthält und durch Leitung 150 zu Leitung 32 zur endgültigen Trennung des Wasserstoffs von den Kohlenwasserstoffgasen strömt* Durch Leitung 152 wird Leichtbenzinprodukt mit hoher Octanzahl zurückgewonnen*

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1 75 9 6 56-523 11

Aufstellung; der verwendeten Bezugszeichen

A Kurve Wärmewirkungsgrad des kombinierten Verflüssigungs-Vergasungsverfahrens

B Kurve Wärmewirkungsgrad Vergasungsverfahren allein C maximaler Wirkungsgrad kombiniertes Verfahren

D- chemisches Wasserstoffgleichgewicht kombiniertes Verfahren

Dp chemisches Wasserstoffgleichgewicht kombiniertes Verfahren

E- Wärmewirkungsgrad

Verfahrenswasserstoffgleichgewicht

E₀ Wärmewirkungsgrad

Verfahrenswasserstoffgleichgewicht

X Menge an gelöster Kohle zur Deckung des Verfahrens-Wasserstoffes

Y Höchstwert der zur Verfügung stehenden Menge an Synthesegas

Z Überschuß an Synthesegas

M Wärmewirkungsgrad

kombiniertes Kohleverflüssigungs-Vergasungsverfahren

H Wärmewirkungsgrad

Kohleverflüssigungs-Vergasungsverfahren mit integrierter Schwerbenzinreformerzone

0 Wärmewirkungsgrad

kombiniertes Kohleverflüssigungs-Vergasungsverfahren mit Verbrennung des gesamten Schwerbenzins

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AP C 10 G/217

43 q _7Γ _Q , 56 523

Q · Menge an'normalerweise fester gelöster Kohle

P Menge an normalerweise fester gelöster Kohle

R Menge an normalerweise fester gelöster Kohle

S Menge an normalerweise fester gelöster Kohle

T Menge an normalerweise fester gelöster Kohle

10	Leitung
12	Aufschlämmungsmischbehälter
14	.Leitung
16	Leitung
18	Kolbenpumpe
20	Leitung
22	Vo rwärme ofen
24	Leitung
26	Auflöser
28	Leitung
29	Leitung
30	Dampf-Plüssigkeits-Trennsystem
32	Leitung
34	Leitung
3β	Praktionierkolonne
38	Sä'uregasentfernungsanlage
40	Leitung
42	Leitung
44	Tieftemperatüranlage
46	Leitung
48	Leitung
50	Leitung
52	Leitung
54	Leitung
56	Leitung
58	Leitung
60	Leitung
62	Leitung
64	Leitung

20. 6. 1980 AP C 10 G/217 596

50 ' äffy ^Λ *^es* *** **"*· *> J C. J

66	Leitung
68	Vakuumdestillationskolonne
70	Leitung
72	Leitung
73	Leitung
74	Leitung
76	Vergaserzone
78	Sauerstoffanlage
80	Leitung
82	Leitung
84	Leitung
86 -	Leitung
88	Umlagerungsreaktorzone
89	Säuregasentfernungszone
90	Verdichter
92	Leitung
94	Leitung
96	Säurega sentfernungsanlage
98	Leitung
100	Kessel
102	Leitung
104	Leitung
106	Leitung
110	Leitung
111	Leitung
112	Leitung
114	Umlagerungsreaktor
116	Leitung
118	Metaanierungsanlage
120	Leitung
122	Leitung
124	Tieftemperatürtrennanlage
126	Leitung
128	Leitung
130	Leitung

SA

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AP C 10 G/217 596

56 523 11

132	Leitung
134	Ofen
136	Hydrovorbehandler
138	Leitung
140	Leitung
142	Leitung
144	Ofen
146	Leitung
148	Reformer
150	Leitung
152	Leitung

Claims

20. 6. 1980 AP C 10 G/217 596 56 523 11

Kombiniertes Kohleverflüssigungs-Vergasungs—Schwerbenzin— reformingverfahren, gekennzeichnet durch folgende Schritte: Leiten von im wesentlichen das gesamte Rohmineral enthaltender Einsatzkohle, Wasserstoff, gelöstem flüssigem Umlauflösungsmittel, normalerweise fester gelöster Umlaufkohle und Umlaufmineralrückstand zu einer Kohleverflüssigungszone zum Lösen von kohlenwasserstoffhaltigem Material vom Mineralrückstand und zum Hydrokracken des kohlemvasserstoffbaltigen Materials zur Erzeugung eines G-emischs aus Kohlenwasserstoffgasen, Schwerbenzin, gelöster, über dem Bereich von Schwerbenzin siedender Flüssigkeit, normalerweise fester gelöster Kohle und suspendiertem Mineralrückstand; Rezirkulation eines Teiles der gelösten, über dem Bereich von Schwerbenzin siedenden Flüssigkeit, der normalerweise festen gelösten Kohle und von Mineralrückstand zu der Verflüssigungszone; Abtrennen einer Schwerbenzinfraktion; Abtrennen von über dem Schwerbenzinbereich siedender Destillatflüssigkeit von nicht— rezirkulierter normalerweise fester gelöster Kohle und Mineralrückstand zur Erzeugung einer Einsatzaufschlämmung für den Vergaser; Leiten eines ersten Teils der gesamten Schwerbenzinmenge des Verfahrens, der zwischen etwa 30 und 95 Masse-% der Gesamtmenge ausmacht, durch eine Reformingzone mit Heizeinrichtungen, einem Schwerbenzinvorbehandler und einem Reformer zur Umwandlung in,Leichtbenzin; wobei in der Reformingzone ein erster wasserstoffreicher Strom erzeugt wird; Zurückleiten des ersten wasserstoff— reichen Stromes in das Verfahren zur Verwendung als Verfahrenswasserstoff; Leiten eines zweiten Teiles der Gesamt schwerbenzinmenge, der etwa zwischen 5 und 70 Masse-% der Gesamtmenge ausmacht, zu dem Verfahren als Brennstoff und Verbrennen des zweiten Schwerbenzinanteils in dem Verfahren; wobei die'Vergasereinsatzaufschlämmung im

wesentlichen die gesamte Menge an normalerweise fester gelöster Kohle und Mineralrückstand der Verflüssigungszone fast ohne normalerweise flüssige Kohle und Kohlenwasserstoff gase darstellt; Leiten der Vergasereinsatzaufschlämmung zu einer Vergasungszone, wobei die Vergasereinsatzauf schlämmung im wesentlichen das gesamte kohlenwasserstoffhaltige Einsatzgut für die Vergasungszone bildet; die Vergasungszone eine Oxydationszone für die Umwandlung von kohlenwasserstoffhaltigem Material in Synthesegas aufweist; Umwandeln eines Teils des Synthesegases in einen zweiten wasserstoffreichen Strom; Zurückleiten des zweiten wasserstoffreichen Stromes in das Verfahren zur Verwendung -als Verfahrenswasserstoff; wobei die Menge des der Vergasungszone zugeführten kohlenwasserstoff haltigen Materials ausreicht, daß in der Vergasungszone eine zusätzliche Menge Synthesegas erzeugt wird, die über die zur Erzeugung von Verfahrenswasserstoff benötigte Menge hinausgeht; Verbrennen der zusätzlichen Menge Synthesegas oder einer CO-Praktion davon ohne Qualitätsverbesserung durch Hydrierung als Brennstoff in dem Verfahren; und wobei die Menge des der Vergasungszone zugeleiteten kohlenwasserstoffhaltigen Materials so festgelegt wird, daß der Wärmewirkungsgrad des Verfahrens im wesentlichen durch Veränderungen im Verhältnis von erstem Anteil Schwerbenzin zu zweitem Anteil Schwerbenzin nicht beeinträchtigt wird*

2« Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß Veränderungen in der Menge des der Vergasungszone zugeführten kohlenwasserstoffhaltigen Materials möglicherweise den Wärmewirkungsgrad des Verfahrens verringern; und daß eine Veränderung des Verhältnisses von erstem Anteil Schwerbenzin zu zweitein Anteil Schwerbenzin aufgrund von Veränderungen der Llouge des der Vergasungszone zugeleiteten kohlenwasserstoffhaltigen'Materials einen Verlust

an Wärmewirkungsgrad unterdrückt oder verhindert·

Verfahren nach Punkt 2, gekennzeichnet dadurch, daß der Wärmewirkungsgrad des Verfahrens im wesentlichen nach Veränderungen des Verhältnisses von erstem Anteil Schwerbenzin zu zweitem Anteil Schwerbenzin unverändert bleibt,

4« Verfahren nach Punkt 2, gekennzeichnet dadurch, daß der Wärmewirkungsgrad des Verfahrens nach Veränderungen des Verhältnisses von erstem Anteil Schwerbenzin zu zweitem Anteil Schwerbenzin erhöht wird»

5» Verfahren nach Punkt 2, gekennzeichnet dadurch, daß der Wärmewirkungsgrad des Verfahrens um weniger als zwei Prozentpunkte bei Veränderungen des Verhältnisses von erstem Anteil Schwerbenzin zu zweitem Anteil Schwerbenzin absinkt_β

6« Verfahren nach Punkt 2, gekennzeichnet dadurch, daß der Wärmewirkungsgrad des Verfahrens um weniger als einen Prozentpunkt bei Veränderungen des Verhältnisses von erstem Anteil Schwerbenzin zu zweitem Anteil Schwerbenzin absinkt,,

7e Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der erste Anteil Schwerbenzin zwischen etwa 60 und 90 Masse-% des gesamten Schwerbenzins darstellt und der zweite Anteil zwischen etwa- 10 und 40 Masse-% des gesamten Schwerbenzins darstellte

8_e Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der Gesamtverbrennungswärmeinhalt der zusätzlichen Menge Synthesegas oder der CO-Praktion davon mindestens 5 % des gesamten Energiebedarfs des Verfahrens auf Wärmebasis ausmacht* .
20. 6* 1980

AP C 10 G/217 596

ξ* φ * .... ~ « 56 523 11

9· Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß der
Gesamtverbrennungswämieinhalt der zusätzlichen Menge
Synthesegas oder der CO-Fraktion davon mindestens 50 %
des Gesamtenergiebedarfs des Prozesses auf Wärmebasis
ausmachte

10« Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß eine Erhöhung der Menge des zur Vergasungszone geleiteten
kohlenwasserstoffhaltigen Materials von einer Erhöhung
des Verhältnisses von erstem Anteil Schwerbenzin zu
zweitem Anteil Schwerbenzin begleitet ist«.

11c Verfahren nach Punkt T, gekennzeichnet dadurch, daß eine Verringerung der Menge des der Vergasungszone zugeleiteten kohlenv/asserstoffhaltigen Materials von einer Verringerung des Verhältnisses von erstem Anteil Schwerbenzin zu zweitem Anteil Schwerbenzin begleitet ist.

12« Verfahren nach Punkt 1, gekennzeichnet dadurch, daß eine Verringerung der Menge des der Vergasungszone zugeführten kohlenv/asserstoffhaltigen Materials von einer vorübergehenden Umleitung der gesamten Schwerbenzinmenge des Verfahrens zu dem Verfahren als Brennstoff begleitet ist.

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