DE19983064B4

DE19983064B4 - Verfahren zur Bestimmung des Reaktionsprodukts bei der Kohleverflüssigungsreaktion

Info

Publication number: DE19983064B4
Application number: DE19983064T
Authority: DE
Inventors: Yasuki Kisarazu Namiki; Masatoshi Kobayashi; Akira Ichihara Kidoguchi; Hidenobu Ichihara Itoh; Masataka Hiraide; Kunihiro Kimitsu Imada; Kenji Inokuchi
Original assignee: Sumitomo Metal Mining Co Ltd; Chiyoda Corp; Japan Energy Corp; Idemitsu Kosan Co Ltd; Japan Steel Works Ltd; Mitsubishi Heavy Industries Ltd; Mitsui Engineering and Shipbuilding Co Ltd; Sumitomo Metal Industries Ltd; Yokogawa Electric Corp
Current assignee: Chiyoda Corp
Priority date: 1998-03-25
Filing date: 1999-03-25
Publication date: 2006-06-14
Anticipated expiration: 2019-03-26
Also published as: WO1999050373A1; DE19983064T1; ID27456A; JPH11335674A; JP4292433B2; CN1302324A; US6607569B1; CN1207366C

Abstract

Verfahren zur Abschätzung bez. Bestimmung der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms am Auslaß eines Reaktionsbehälters, in dem eine Verflüssigungsreaktion durchgeführt wird durch Einblasen von Wasserstoffgas in eine Kohleaufschlämmung, das die Stufen umfasst: Berechnen der Reaktionsbehälter-Verweilzeit innerhalb des Reaktionsbehälters sowohl für die Gasphase als auch für die flüssige Phase durch Annahme einer Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms; Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms auf der Basis der Reaktionsbehälter-Verweilzeit, der Zulaufmenge für jede Komponente des Zulaufs in den Reaktor und einer primären irreversiblen Reaktionsgeschwindigkeitsformel, die von einem vorgegebenen Kohleverflüssigungsreaktionsmodell abgeleitet ist; und Wiederholen der Berechnung, bis die angenommene Abstrommenge für jede Komponente innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches mit der Abstrommenge für jede Komponente, die durch Berechnung erhalten wurde, übereinstimmt, um so den abgeschätzten Wert der Abstrommenge für jede Komponente zu bestimmen.

Description

Technisches Anwendungsgebiet
Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zur Herstellung eines flüssigen Kohlenwasserstoff-Treibstoffs aus Kohle, insbesondere auf ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Abstrommengen sowohl der Gasphasen- als auch der Flüssigphasen-Reaktionsprodukte am Auslaß jedes Fraktionierturms (Reaktionsbehälters) eines Mehrstufen-Fraktionierturm-Verflüssigungsreaktors bei Verwendung verschiedener Kohlearten als Ausgangsmaterial, wobei der genannte Verflüssigungsreaktor gegebenenfalls durch Verwendung eines elektronischen Computers maßstabsvergrößert wird.

Hintergrund der Erfindung

Als Verfahren zur Herstellung eines Kohlenwasserstoff-Treibstoffs direkt aus Kohle wurden bereits verschiedene Verfahren entwickelt als Direkt-Kohleverflüssigungsverfahren, z.B. das IG-Verfahren (The Chemistry and Technology of Coal. J.G. Speight, Marcel Dekker, Inc. 1994), und das NEDOL-Verfahren, (Japan Coal Oil K.K.-Katalog). Bei jedem dieser Verfahren, bei denen Kohle einer Hydrocrackung bei hoher Temperatur und hohem Druck unterworfen wird, wird eine fein pulverisierte Kohle in einem Kohlenwasserstoff-Lösungsmittel dispergiert unter Bildung einer Aufschlämmung und die resultie rende Aufschlämmung wird einem Reaktor bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck zugeführt. Im allgemeinen ist in der Eingangsstufe des Reaktors ein Aufschlämmungs-Vorwärmer angeordnet, um die Kohleaufschlämmung von Raumtemperatur auf eine Temperatur in der Nähe der Reaktionstemperatur innerhalb einer verhältnismäßig kurzen Zeit zu erhitzen.

Die Kohleverflüssigungs-Reaktion in dem NEDOL-Verfahren ist eine heterogene Gas-Flüssig-Fest-Phasen-Reaktion, bei der ein Wasserstoffgas bei einer hohen Temperatur von etwa 450°C und einem hohen Druck von etwa 170 kg/cm² in eine Aufschlämmung eingeblasen wird, die aus der Kohle, einem Lösungsmittel und einem Katalysator besteht, um so die Kohle der Hydrocrakkung zu unterwerden unter Bildung eines flüssigen Kohlenwasserstoffs. Der Reaktor-Typ ist ein vollständig durchmischter Behälter-Kolonnen-Reaktor, der aus mindestens drei Fraktioniertürmen (Reaktionsbehältern) besteht, die in Reihe miteinander verbunden sind, selbst in einer Anlage vom Pilot-Maßstab (Versuchsmaßstab), wobei die hydrierende Crackung in den Fraktionierturm-Reaktor auf der stromabwärts gelegenen Seite abläuft, um das Molekulargewicht des resultierenden Kohlenwasserstoffs zu erniedrigen in Richtung auf den Fraktionierturm-Reaktor auf der stromabwärts gelegenen Seite.

Der größte Anteil an Kohlenwasserstoff mit niedrigem Molekulargewicht, der einen niedrigen Siedepunkt aufweist, wie Benzol, Toluol und Phenole, ist wegen des Gas-Flüssig-Gleichgewichts selbst bei hoher Temperatur und hohem Druck in der Gasphase vorhanden, was zur Folge hat, dass die Menge der Flüssigphasen-Komponente mit einem niedrigen Siedepunkt verhältnismäßig gering ist. Das verflüssigte Öl mit niedrigen und mittleren Siedepunkten ist, wie angenommen wird, teilweise ebenfalls in der Gasphase vorhanden. Als Folge davon ist die Strömungsrate der flüssigen Phase innerhalb des Fraktionierturm-Reaktors vermindert und die Verweilzeit der flüssigen Phase nimmt zu mit dem Fortschreiten zum Fraktionsturm-Reaktor auf der stromabwärts gelegenen Seite. Im Extremfall wird die flüssige Phase zu einer Verkokungsstörung.

Wie vorstehend beschrieben, entsteht das Gas-Flüssig-Gleichgewicht, das in dem Mehrstufen-Verflüssigungs-Reaktor aus in Reihe miteinander verbundenen Fraktioniertürmen vorliegt, unter den Verfahrensbedingungen jedes Fraktionierturm-Reaktors, d.h. der Reaktionstemperatur, dem Reaktionsdruck, der Zusammensetzung des flüssigen Kohlenwasserstoffs, der in den Fraktionierturm-Reaktor strömt, und der Wasserstoffgasmenge. Außerdem weist der Reaktor das Merkmal auf, dass er seine eigene Verweilzeit der flüssigen Phase, d.h. der Reaktionszeit, aufweist und die gesamte Reaktionszeit ist gleich der Summe der Flüssigphasen-Verweilzeit in jedem der Fraktionierturm-Reaktoren.

Das anorganische Gas, das Kohlenwasserstoffgas und das verflüssigte Öl liegen sowohl in der Gasphase als auch in der flüssigen Phase innerhalb des Verflüssigungs-Reaktionsturms vor. Das Verhältnis zwischen der Gasphase und der flüssigen Phase innerhalb des Reaktionsturm steht jedoch im Zusammenhang mit dem Gas-Flüssig-Gleichgewicht bei hohen Temperaturen und hohen Drucken. Es ist schwierig und höchst umständlich, das Gas-Flüssig-Gleichgewicht dieser Art zu berechnen und deshalb wurde dieses Gleichgewicht bisher kaum untersucht.

Unter diesen Umständen war es bei der Entwicklung eines in Reihe angeschlossenen Mehrstufen-Fraktionierturm-Kohleverflüssigungs-Reaktors bisher üblich, die Beschickungs-Volumenrate der Kohleaufschlämmung bei Raumtemperatur und Atmosphärendruck zu multiplizieren mit der scheinbaren Verweilzeit unter der Annahme, dass die Verflüssigungsreaktion eine homogene Flüssigphasen-Reaktion ist, um so das Reaktionsvolumen zu erhalten. Außerdem wurde das Volumen eines einzelnen Fraktionierturms erhalten durch Dividieren des Reaktionsvolumens durch die Anzahl der Fraktioniertürme. Daraus folgt, dass die Abstrommenge jeder Komponente am Auslaß des Reaktors abgeschätzt wurde auf der Basis der Annahme, dass die Verweilzeit (Aufenthaltsdauer) in jedem Turm die gleiche war.

In entsprechender Weise wurde dann, wenn die Reaktionsgeschwindigkeit der Kohleverflüssigungs-Reaktion aus den experimentellen Daten erhalten wurde, die bei dem in Reihe angeschlossenen Mehrstufen-Fraktionierturm-Kohleverflüssigungs-Reaktor bestimmt wurden, die scheinbare Verweilzeit erhalten aus der Beschickungsvolumenrate der Kohleaufschlämmung bei Raumtemperatur und Atmosphärendruck und dem Volumen des Reaktionsbehälters. Alternativ wird die Verweilzeit abgeschätzt unter angenommenen Bedingungen, beispielsweise auf der Basis der Annahme, dass die Verflüssigungsreaktion eine homogene Flüssigphasen-Reaktion ist, obgleich die Reaktion eine heterogene Reaktion zwischen einer Gasphase und einer Flüssigphase ist, um so einen analytischen Wert unter den angenommenen Bedingungen zu erhalten und so die Reaktionsgeschwindigkeit jeder Komponente der Reaktionsprodukte abzuschätzen ("Reaction Engineering" von Kenji Hashimoto, Baifukan Publishing Co., 1993).

Im allgemeinen gilt, dass dann, wenn die sich bildende Menge des Reaktionsprodukts abgeschätzt wird oder wenn dagegen die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante aus der sich bildenden Menge erhalten wird, zuerst ein Reaktionsmodell aufgestellt wird, um den Reaktionsweg zu ermitteln. Außerdem wird eine Reaktionsgeschwindigkeitsformel aufgestellt, um so die sich bildende Menge zu bestimmen und die Reaktionsgeschwindigkeit zu analysieren. Bei der Kohleverflüssigungsreaktion sind jedoch sowohl das Kohle-Ausgangsmaterial als auch das Reaktionsprodukt aus dem verflüssigten Öl Gemische mit einer komplexen Zusammensetzung, die es unmöglich machen, die Reaktion stöchiometrisch zu beschreiben wie eine übliche chemische Reaktion. Deshalb wird eine Methode angewendet, bei der die Kohle oder das verflüssigte Öl in kleine Gruppen unterteilt (aufgeteilt) wird, die jeweils aus einer Mischung von Komponenten bestehen, die in Bezug auf ihre Eigenschaften einander ähnlich sind. In diesem Fall wird die klassifizierte kleine Gruppe so behandelt, als ob die kleine Gruppe eine reine Substanz mit einer üblichen chemischen Formel sei, um die Reaktion zu analysieren. Es wurden bereits verschiedene Verfahren zur Klassifizierung der Kohle oder des verflüssigten Öls und verschiedene Reaktionsmodelle, die in Bezug auf den Reaktionsweg voneinander verschieden sind, vorgeschlagen ("Coal Conversion Utilization Technology", von Yuzo Sanada, ICP, 1994).

Als allgemeine Tendenz gilt, dass ein komplexes Reaktionsmodell, bei dem die Kohle oder das verflüssigte Öl in viele Gruppen feinunterteilt (aufgegliedert) wird und verschiedene Reaktionswege zwischen diesen Gruppen aufgestellt werden, mit den experimentellen Daten gut übereinstimmt. Wenn jedoch die Reaktionsproduktmenge unter Verwendung des komplexen Modells abgeschätzt wird, ist eine sehr große Anzahl von Parametern, die experimentell bestimmt werden müssen, erforderlich, welche die Analyse der Reaktionsgeschwindigkeit erschwerden.

Bei der Durchführung einer Machbarkeitsstudie einer Kohleverflüssigungsanlage sind die Größe und die Anzahl der Verflüssigungsreaktoren wichtige Faktoren, die einen starken Einfluß auf die Herstellungskosten der Anlage haben. Um die Größe und die Anzahl der Verflüssigungsreaktoren zu optimieren, ist es erforderlich, viele Fallstudien durchzuführen. Insbesondere ist es erforderlich, die sich bildende Menge jeder Komponente des verflüssigten Produkts unter verschiedenen Betriebsbedingungen abzuschätzen.

Bei dem konventionellen Verfahren zur Abschätzung der sich bildenden Menge, das bisher angewendet worden ist, wird eine scheinbare Verweilzeit angewendet, wie bereits ausgeführt, wodurch es praktisch unmöglich wird, Änderungen in Bezug auf die Größe und die Gestalt des Reaktors und in Bezug auf die Anzahl der Reaktionstürme zu berücksichtigen. Es braucht nicht darauf hingewiesen zu werden, dass auch Änderungen der Betriebsbedingungen, beispielsweise der Reaktionstemperatur und der Einblasmenge an Wasserstoffgas, in der Verweilzeit überhaupt nicht berücksichtigt sind. Natürlich war die konventionelle Abschätzungsmethode in der Praxis unzureichend.

Um die Machbarkeitsstudie einer Kohleverflüssigungsanlage durchzuführen, ist eine Abschätzungs-Technologie erforderlich, bei der die Strömungsraten der Gasphase und der flüssigen Phase unter Berücksichtigung des Gas-Flüssig-Gleichgewichts innerhalb jedes Reaktionsturms abgeschätzt werden, eine echte Verweilzeit für jeden Reaktionsturm auf der Basis der geschätzten Strömungsraten erhalten wird und die sich bildende Menge des verflüssigten Produkts durch Verwendung der so erhaltenen echten Verweilzeit abgeschätzt werden kann.

Auch dann, wenn die sich bildende Menge unter Verwendung der echten Verweilzeit abgeschätzt wird, ist es noch erforderlich, dass die für die Abschätzung verwendete Reaktionsgeschwindigkeitskonstante eine Reaktionsgeschwindigkeitskonstante ist, die auf der echten Verweilzeit basiert. Eine Abschätzungstechnologie, bei der die Strömungsraten der gasförmigen Phase und der flüssigen Phase unter Berücksichtigung des Gas-Flüssig-Gleichgewichtes innerhalb jedes Reaktionsturms bestimmt werden, eine echte Verweilzeit für jeden Reaktionsturm auf der Basis der geschätzten Strömungsraten erhalten wird und die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Verflüssigungsreaktion unter Verwendung der so erhaltenen echten Verweilzeit abgeschätzt werden kann, ist auch für den Fall erforderlich, dass die Reaktionsrate der Kohleverflüssigungsreaktion aus den experimentellen Daten des in Reihe angeschlossenen Mehrstufen-Fraktionierturm-Kohleverflüssigungsreaktors erhalten wird.

Wenn die sich bildende Menge des verflüssigten Produkts abgeschätzt wird oder die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante errechnet wird unter Verwendung der echten Verweilzeit, ist die Technologie zur Beendigung der Berechnung durch "trial and error" absolut erforderlich, weil die echte Verweilzeit selbst eine Funktion der sich bildenden Menge des verflüssigten Produkts ist. Deshalb kann im Falle der Verwendung eines übermäßig komplexen Reaktionsmodells die Berechnung nicht durch "trial and error" beendet werden, wodurch es unmöglich wird, die Abschätzung durchzuführen. Insbesondere dann, wenn die Reaktionsgeschwindigkeit der Kohleverflüssigungsreaktion aus den experimentellen Daten erhalten wird, wie sie aus dem in Reihe angeschlossenen Mehrstufen-Fraktionierturm-Kohleverflüssigungsreaktor erhalten werden, ist es sehr schwierig, eine Analyse durchzuführen, um Parameter zu erhalten, wie z.B. die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante im Falle der Verwendung eines komplexen Reaktionsmodells.

Wenn andererseits das Reaktionsmodell übermäßig vereinfacht ist, ist es unmöglich, das tatsächliche Reaktionsphänomen aufzuzeigen. Wie bereits angegeben, ist bei der Kohleverflüssigungsreaktion sowohl das Kohle-Ausgangsmaterial als auch das Reaktionsprodukt aus dem verflüssigten Öl eine Mischung mit einer komplexen Zusammensetzung, wodurch es unmöglich wird, die Kohleverflüssigungsreaktion stöchiometrisch zu beschreiben wie eine übliche chemische Reaktion. Wenn die Reaktion übermäßig vereinfacht wird, ist es unmöglich, den Unterschied in Bezug auf die Reaktionsfähigkeit in Abhängigkeit von der Art der Kohle und den Unterschied in Bezug auf die sich bildende Menge jeder Komponente des verflüssigten Produkts aufzuzeigen.

Insbesondere ist es zur Abschätzung unter Verwendung einer echten Verweilzeit erforderlich, ein Reaktionsmodell mit einer solchen Komplexität aufzustellen, dass das tatsächliche Reaktionsphänomen dargestellt werden kann, und das gleichzeitig eine solche Einfachheit aufweist, dass die Analyse zur Bestimmung eines Parameters, beispielsweise der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante, nicht erschwert wird und zur tatsächlichen Bestimmung des Parameters.

Die Zusammensetzung und die Eigenschaften der zu verflüssigenden Kohle variieren stark in Abhängigkeit von der Art, dem Ort der Gewinnung oder dgl. der Kohle. Deshalb ist es selbst dann, wenn ein einfaches Reaktionsmodell entwickelt wird, sodass die Analyse zur Gewinnung eines Parameters, wie z.B. der Reaktionsgeschwindigkeitkonstante, nicht erschwert wird, erforderlich, die optimalen Bedingungen der tatsächlichen Verflüssigung der Kohle auf der Basis des Reaktionsmodells aufzustellen. Isbesondere ist es zur Auswahl der Reaktionstemperatur, des Reaktionsdruckes und der Reaktionszeit, angepaßt an die Art der Kohle (des Kohle-Ausgangsmaterials) erforderlich, unter Verwendung einer Anlage im Labormaßstab oder einer Pilotanlage einen kontinuierlichen Probe durchzuführen, um die Ausbeute und die Mengenanteile der Komponenten des erhaltenen Kohlenwasserstoff-Treibstoffs zu beurteilen, um so die optimalen Bedingungen aufzustellen. Daraus ergibt sich, dass für jede Kohleart enorme Entwicklungskosten und viel Zeit erforderlich sind. Unter diesen Umständen ist es erforderlich, eine Technologie zu entwickeln, welche die leichte Auswahl der Bedingungen für die Verflüssigungsreaktion, beispielsweise der Reaktionstemperatur, des Reaktionsdruckes und der Reaktionszeit, sowie auch die leichte Auswahl der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante erlaubt.

Beschreibung der Erfindung

Ziel der vorliegenden Erfindung, das im Hinblick auf die vorstehend beschriebenen Anforderungen erreicht wird, ist es, eine die Bestimmung bzw. Abschätzung simulierende Technologie bereitzustellen, welche die Darstellung der tatsächlichen Reaktionsphänomene und auch die Abschätzung der sich bildenden Menge des verflüssigten Produkts durch Verwendung einer echten Verweilzeit in der Kohleverflüssigungsreaktion erlaubt.

Die vorliegende Erfindung, die unter Berücksichtigung der vorstehenden Anforderungen gefunden wurde, dient dazu, eine Technologie bereitzustellen, welche die leichte Bestimmung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante für jede der verschiedenen Kohlearten erlaubt, ohne dass Versuche erforderlich sind, die beträchtliche Entwicklungskosten erfordern, und ohne dass ein Probebetrieb durch Verwendung einer kontinuierlichen Vorrichtung erforderlich ist.

Das vorstehend beschriebene Ziel wird erreicht durch ein Verfahren zur Abschätzung bzw. Bestimmung der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms aus einem Kohleverflüssigungsreaktor, der aus einem Reaktor vom Behälter-Typ gebildet wird, der bei hoher Temperatur und hohem Druck betrieben wird, durch Verwendung eines elektronischen Computers auf der Basis der Verweilzeit unter Berücksichtigung des Gas-Flüssig-Gleichgewichtes durch Entwickeln eines anderen Verfahrens zur Abschätzung bzw. Bestimmung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Kohleverflüssigungsreaktion aus den experimentellen Daten der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms aus dem N-ten Behälter eines Behälter-Kolonnen-Reaktors, der bei hoher Temperatur und hohem Druck betrieben wird und aus N-Behältern besteht, auf der Basis der Verweilzeit unter Berücksichtigung des Gas-Flüssig-Gleichgewichts, indem man ein Reaktionsmodell mit einer solchen Komplexität aufstellt, dass das tatsächliche Reaktionsphänomen dargestellt werden kann, und das außerdem eine solche Einfachheit besitzt, dass die Analyse zur Bestimmung eines Parameters, beispielsweise der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante, nicht erschwert wird, und durch tatsächliche Bestimmung des Parameters.

Das Ziel der vorliegenden Erfindung wird außerdem erreicht durch Analysieren der Geschwindigkeit (Rate) der Verflüssigungsreaktion unter Anwendung des Reaktionsmodells, um so eine Reaktionsgeschwindigkeitskonstante zu erhalten in Bezug auf eine Vielzahl von Kohlearten, die sich in Bezug auf den Grad der Inkohlung voneinander unterscheiden, und dadurch, dass man die erhaltene Reaktionsgeschwindigkeitskonstante in Beziehung setzt zu der Kohlekomponente, deren Eigenschaften spezifiziert werden können.

Gemäß einem ersten Aspekt betrifft die vorliegende Erfindung ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms am Auslaß eines Reaktionsbehälters, in dem eine Verflüssigungsreaktion durchgeführt wird, durch Einblasen eines Wasserstoffgases in eine Kohleaufschlämmung, das die Stufen umfasst: Berechnen der Reaktionsbehälter-Verweilzeit innerhalb des Reaktionsbehälters für sowohl die Gasphase als auch die flüssige Phase durch Annahme einer Abstrommenge für jede Komponente in dem Abstrom, Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente in dem Abstrom auf der Basis der Reaktionsbehälter-Verweilzeit, der Zulauf menge für jede Komponente des Zulaufs in den Reaktor und einer primären irreversiblen Reaktionsgeschwindigkeitsformel, die von einem vorgegebenen Kohleverflüssigungsreaktionsmodell abgeleitet ist; und Wiederholen der Berechnung, für jede Komponente bis die angenommene Abstrommenge für jede Komponente innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches mit der Abstrommenge übereinstimmt, die durch Berechnung erhalten wurde, um so den Schätzwert der Abstrommenge für jede Komponente zu bestimmen.

Gemäß einem zweiten Aspekt betrifft die vorliegende Erfindung ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms eines Kohleverflüssigungsreaktors, der durch einen Reaktor vom Behälter-Typ gebildet wird, der bei hoher Temperatur und hohem Druck betrieben wird, das die Stufen umfasst: Annahme einer Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms, um so eine Gas-Flüssig-Gleichgewichts-Zusammensetzung innerhalb des Reaktionsbehälters eines Zusammensetzungs-Gemisches zu errechnen; ferner Berechnen der Volumen-Strömungsraten der Gasphase und der flüssigen Phase innerhalb des Reaktionsbehälters; Berechnen der Verweilzeit der Gasphase und der flüssigen Phase innerhalb des Reaktionsbehälters auf der Basis des Gas-Holdup (Gasspeicherungsvermögens) innerhalb des Reaktionsbehälters, errechnet aus der Volumen-Strömungsrate und der empirischen Formel; Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms auf der Basis einer primären irreversiblen Reaktionsgeschwindigkeits-Formel, die von der Verweilzeit innerhalb des Reaktionsbehälters abgeleitet ist, der Zulaufmenge für jede Komponente des Zulaufs in den Reaktor und eines spezifischen Kohleverflüssigungsreaktionsmodells; Vergleichen der für jede Komponente zuerst angenommenen Abstrommenge mit der Abstrommenge für jede Komponente, die durch Berechnung erhalten wird; und Wiederholen der Reihe von Berechnungen für jede Komponente, bis die beiden Abstrommengen für jede Komponente miteinander übereinstimmen innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereichs.

Gemäß einem dritten Aspekt betrifft die vorliegende Erfindung ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante für eine Kohleverflüssigungsreaktion auf der Basis des tatsächlich gemessenen Wertes der Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters eines Behälter-Kolonnen-Reaktors, der aus N Behältern besteht und bei hoher Temperatur und unter hohem Druck betrieben wird, das die Stufen umfasst: Annahme einer Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten; anschließendes Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms aus jedem Behälter bis zum N-ten Behälter unter Verwendung der angenommenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante; Vergleichen des berechneten Wertes für die Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters mit dem tatsächlich gemessenen Wert; und Wiederholen der Reihe von Berechnungen für jede Komponente, bis diese beiden Reihen von Abstrommengen innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches übereinstimmen.

Gemäß einem vierten Aspekt betrifft die vorliegende Erfindung ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Kohleverflüssigungsreaktion auf der Basis des tatsächlich gemessenen Wertes des Abstroms für jede Komponente des N-ten Behälters eines Behälter-Kolonnen-Reaktors, der aus N-Behältern besteht und bei hoher Temperatur und hohem Druck betrieben wird, das die Stufen umfasst: Annahme einer Reaktionsgeschwindigkeitskonstante; anschließendes Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms aus jedem Behälter bis zum N-1-ten Behälter unter Verwendung der angenommenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante; erneutes Berechnen einer Reaktionsgeschwindigkeitskonstante auf der Basis der Abstrommenge für jede Komponente des N-1-ten Behälters und der Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters; Vergleichen der zuerst angenommenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante mit der durch Berechnung neu erhaltenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante; und Wiederholen der Rechenvorgänge für jede Reaktionsgeschwindigkeitskonstante, bis diese beiden Gruppen von Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches übereinstimmen.

Gemäß einem fünften Aspekt betrifft die vorliegende Erfindung ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Abstrommenge jeder Komponente des Abstroms eines Kohleverflüssigungsreaktors, der aus einem Fraktionierturm-Reaktor besteht, der bei hoher Temperatur und hohem Druck betrieben wird, wobei eine primäre irreversible Reaktionsgeschwindigkeits-Formel verwendet wird, die von einem Reaktionsmodell abgeleitet ist, bei dem eine Kohle ohne Wasser und Asche in drei Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, einer Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität und einer Komponente, von der sehr unwahrscheinlich ist, dass sie verflüssigt wird; das verflüssigte Öl und das feste verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) werden, die bestehen aus einer verflüssigten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und Asphalthenen, die das verflüssigte Öl enthalten; das übrige verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einem niederen Kohlenwasserstoffgas, Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, Wasser und Schwefelwasserstoff- und Ammoniak-Gasen; und die Kohle zersetzt wird durch die Umsetzung zwischen den zwölf Komponenten, die bestehen aus den drei Komponenten der Kohle, den vier Komponenten des verflüssigten Öls und den festen verflüssigten Produkten, den vier Komponenten des übrigen verflüssigten Produkts und Wasserstoff zu einem verflüssigten Produkt entlang des Reaktionsweges, bei dem eine nachfolgende Reaktion und eine parallele Reaktion einer irreversiblen Reaktion erster Ordnung miteinander kombiniert werden und das verflüssigte Produkt teilweise weiter zersetzt wird zu einem anderen verflüssigten Produkt mit einem niedrigeren Molekulargewicht.

Gegenstand der vorliegenden Erfindung ist außerdem ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante einer Kohleverflüssigungsreaktion auf der Basis des tatsächlich gemessenen Wertes der Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters eines Behälter-Kolonnen-Reaktors, der aus N-Behältern besteht und bei hoher Temperatur und hohem Druck betrieben wird, wobei eine primäre irreversible Reaktionsgeschwindigkeitsformel verwendet wird, die von einem Reaktionsmodell abgeleitet ist, in dem eine Kohle ausgeschlossen Wasser und Asche, in drei Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, einer Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität und einer Komponente, bei der es sehr unwahrscheinlich ist, dass sie verflüssigt wird; das verflüssigte Öl und das feste verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) werden, die bestehen aus einer verflüssigten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und Asphalthenen, die das verflüssigte Öl enthalten; das übrige verflüssigte Produkt unterteilt (aufgegliedert) wird in vier Komponenten, die bestehen aus einem niederen Kohlenwasserstoffgas, Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, Wasser und Schwefelwasserstoff- und Ammoniakgasen; und die Kohle zersetzt wird durch die Umsetzung zwischen 12 Komponenten, die bestehen aus den drei Komponenten der Kohle, den vier Komponenten des verflüssigten Öls und den festen verflüssigten Produkten, den vier Komponenten des übrigen verflüssigten Produkts und Wasserstoff zu einem verflüssigten Produkt entlang des Reaktionsweges, bei dem eine nachfolgende Reaktion und eine parallele Reaktion einer primären reversiblen Reaktion miteinander kombiniert werden, und das verflüssigte Produkt teilweise weiter zersetzt wird zu einem anderen verflüssigten Produkt mit einem niedrigeren Molekulargewicht.

Die vorliegende Erfindung betrifft außerdem ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms eines Kohleverflüssigungsreaktors, der besteht aus einem Fraktionierturm-Reaktor, der bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird, worin dann, wenn das verflüssigte Öl oder das feste verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer verflüssig ten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und Asphalthenen, die das verflüssigte Öl enthalten, und dann, wenn das übrige verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Gruppe aus einem niederen Kohlenwasserstoffgases, einer Gruppe aus Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, einer Gruppe aus Wasser allein und einer weiteren Gruppe aus Schwefelwasserstoff- und Ammoniakgasen, die Kohlenwasserstoff-Verbindungsgruppe mit 1 bis 3 Kohlenstoffatomen klassifiziert wird als ein niederes Kohlenwasserstoffgas, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht höher als 220°C unter Atmosphärendruck und unter Ausschluß des niederen Kohlenwasserstoffgases klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem niederen Siedepunkt, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 220°C und von weniger als 350°C unter Atmosphärendruck klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 350°C und von weniger als 538°C unter Atmosphärendruck klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 538°C unter Atmosphärendruck und eine in Tetrahydrofuran lösliche feste Komponente als Asphalthene klassifiziert werden.

Die vorliegende Erfindung betrifft außerdem ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante einer Kohleverflüssigungsreaktion auf der Basis des tatsächlich gemessenen Wertes der Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters eines Behälter-Kolonnen-Reaktors, der aus N Behältern besteht und bei hoher Temperatur und hohem Druck betrieben wird, worin dann, wenn das verflüssigte Öl oder das feste verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer verflüssigten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und Asphalt henen, die das verflüssigte Öl enthalten, und dann, wenn das übrige verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Gruppe aus einem niederen Kohlenwasserstoffgas, einer Gruppe aus Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, einer Gruppe aus Wasser allein und einer anderen Gruppe aus Schwefelwasserstoff- und Ammoniakgasen, die Kohlenwasserstoff-Verbindungsgruppe mit 1 bis 3 Kohlenstoffatomen klassifiziert wird als ein niederes Kohlenwasserstoffgas, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht höher als 220°C unter Atmosphärendruck und ausgeschlossen das niedere Kohlenwasserstoffgas klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 220°C und von weniger als 350°C unter Atmosphärendruck klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 350°C und von weniger als 538°C unter Atmosphärendruck klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 538°C unter Atmosphärendruck und eine feste Komponente, die in Tetrahydrofuran löslich ist, als Asphalthene klassifiziert werden.

Die vorliegende Erfindung betrifft außerdem ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms eines Kohleverflüssigungsreaktors, der aus einem Fraktionierturm-Reaktor besteht, der bei hoher Temperatur und hohem Druck betrieben wird, worin die Kohle ausschließlich der Aschekomponente in drei Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, einer Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität und einer Komponente, bei der es sehr unwahrscheinlich ist, dass sie verflüssigt wird, die Kohlekomponente, die eine primäre irreversible Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Umwandlungsreaktion der Kohle in ein verflüssigtes Produkt bei 450°C von mindestens 0,5/min aufweist, klassifiziert wird als Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, die Kohlekomponente, die eine primäre irreversible Reaktionskonstante von weniger als 0,5/min und von nicht weniger als 10^–4/min aufweist, klassifiziert wird als Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität, und die Kohlekomponente, die eine primäre irreversible Reaktionskonstante von kleiner als 10^–4/min aufweist, als Komponente klassifiziert wird, bei der es sehr unwahrscheinlich ist, dass sie verflüssigt wird.

Die vorliegende Erfindung betrifft außerdem ein Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms am Auslaß eines Reaktionsbehälters, in den ein Wasserstoffgas in eine Kohleaufschlämmung eingeblasen wird zur Durchführung einer Verflüssigungsreaktion, das die Stufen umfasst: Annahme einer Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms entsprechend einem Kohleverflüssigungsreaktionsmodell, das vorher in Bezug auf jede einer Vielzahl von Arten von Kohleaufschlämmungen aufgestellt worden ist, die sich in Bezug auf den Grad der Inkohlung voneinander unterscheiden, und Berechnen der Verweilzeit in dem Reaktionsbehälter sowohl der Gasphase als auch der flüssigen Phase innerhalb des Reaktionsbehälters; Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms auf der Basis der Verweilzeit in dem Reaktionsbehälter, der Zulaufmenge für jede Komponente des Zulaufs in den Reaktionsbehälter und einer primären irreversiblen Reaktionsgeschwindigkeitsformel, die von dem Kohleverflüssigungsreaktionsmodell abgeleitet ist; Erhalt einer Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der primären irreversiblen Reaktionsgeschwindigkeitsformel, die es erlaubt, die errechnete Abstrommenge für jede Komponente und die angenommene Abstrommenge für jede Komponente innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches in Übereinstimmung miteinander zu bringen, anschließender Erhalt einer Formel, welche die Beziehung zwischen der Kohlekomponente und der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante auf der Basis der für jede Kohleart erhaltene Reaktionsgeschwindigkeitskonstante zeigt; und Anwendung der Formel, welche die spezielle Beziehung zeigt auf eine optionale Kohleart, um so die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante zu errechnen, um dadurch die Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms auf der Basis des Kohleverflüssigungsreaktionsmodells abzuschätzen.

Wenn eine Kohle mit einem unterschiedlichen Grad der Inkohlung verflüssigt wird, kann die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante für die Kohle erfindungsgemäß leicht erhalten werden, indem man die Kohlekomponente in die erhaltene Beziehung einsetzt. Es ist daher nicht erforderlich, einen kontinuierlichen Probebetrieb durchzuführen unter Verwendung einer Anlage im Labormaßstab oder einer Pilotanlage, wie dies früher für jede der unterschiedlichen Kohlearten erforderlich war, wodurch es möglich ist, Kosten und Zeit, wie sie bisher für die Entwicklung der Kohleverflüssigungstechnologie erforderlich waren, in beträchtlichem Umfang einzusparen. Die vorliegende Erfindung ermöglicht es, die Ausgangs-Kohlearten auszuwählen und die Reaktionsbedingungen, beispielsweise die Reaktionstemperatur, den Reaktionsdruck und die Reaktionszeit, zu studieren, was dazu führt, dass man die Möglichkeit hat, die Gestalt des Reaktors (Reaktionsbehälters) zu optimieren.

Dort, wo die Kohle ausschließlich Wasser und der Asche-Komponente in drei Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, einer Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität und einer Komponente, bei der es sehr unwahrscheinlich ist, dass sie verflüssigt wird, dort, wo das verflüssigte Öl und das feste Verflüssigungsprodukt des Abstroms in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) werden, die bestehen aus einer Komponente mit einem hohen Siedepunkt, einer Komponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer Komponente mit einem niedrigen Siedepunkt und Asphalthenen, die ein verflüssigtes Öl enthalten, und dort, wo das übrige Verflüssigungsprodukt des Abstroms in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Gruppe mit einem niedrigen Kohlenwasserstoffgas, einer Gruppe von Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, einer Gruppe, die nur aus Wasser besteht, und einer Gruppe, die aus Schwefelwasserstoff und Ammoniak besteht, kann die Beziehung zwischen der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante und der Kohlekomponente wie folgt dargestellt werden:

Formel 1
K32 = K320 × 10A32{(H/C) × VM} + B32
Formel 2
K43 = K430 × 10A43{(H/C) × VM} + B43
Formel 3
K54 = K540 × 10A54{(H/C) × VM} + B54
Formel 4
K63 = K630 × 10A63{(H/C) × VM} + B63
Formel 5
K73 = K730 × 10A73{(H/C) × (VM – O)} + B73
Formel 6
K103 = K1030 × 10A103{(H/C) × O} + B103
Formel 7
K93 = K930 × 10A93(N + S) + B93
Formel 8
K81 = K810 × 10A81{(H/C) × O} + B81
Formel 9
K10 = K100 × 10A10{(H/C) × VM} + B10

worin bedeuten:

K32 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung der Asphalthene aus der Kohlekomponente mit der niedrigen Verflüssigungsreaktivität;
K43 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung der verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt aus den Asphalthenen;
K54 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung der verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt aus der verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt;
K63 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung der verflüssigten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt aus den Asphalthenen;
K73 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung des niedrigen Kohlenwasserstoffgases aus den Asphalthenen;
K103 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung von Wasser aus den Asphalthenen;
K93 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung von Schwefelwasserstoff und Ammoniak aus den Asphalthenen;
K81 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung von Kohlenmonoxidgas und Kohlendioxidgas aus der Kohlekomponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität; und
K10 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zwischen Wasserstoffgas und den Asphalthenen,
worin H/C das Wasserstoffatom/Kohlenstoftatom-Verhältnis in der trockenen Kohle darstellt;
O den Gewichtsanteil des Sauerstoffs darstellt, der in der trockenen Kohle enthalten ist;
N den Gewichtsanteil des Stickstoffs darstellt, der in der trockenen Kohle enthalten ist;
S den Gewichtsanteil des Schwefels darstellt, der in der trockenen Kohle enthalten ist; und
VM den Gewichtsanteil der flüchtigen Komponente darstellt, die in der trockenen Kohle enthalten ist, und
worin bedeuten:
A32 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (1), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K32 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen ist;
K32₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K32 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die für den Erhalt der obengenannten Beziehung verwendet wurde;
B32 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der den Wert angibt, der gleich ist –A32{(H/C) × VM} für den Fall, dass K32 = K32₀;
A43 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (2), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K43 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate dargestellt sind;
K43₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K43 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der jeweiligen Beziehung verwendet wurde;
B43 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der den Wert angibt, der gleich ist –A43{(H/C) × VM}, wenn K43 = K43₀;
A54 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (3), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K54 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind;
K54₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K54 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet worden ist;
B54 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A54{(H/C) × VM}, wenn K54 = K54₀;
A63 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (4), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K63 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind;
K63₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K63 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde;
B63 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich –A63{(H/C) × VM} ist, wenn K63 = K63₀;
A73 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (5), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K73 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind;
K73₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K73 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde;
B73 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A73{(H/C) × (VM – O)}, wenn K73 = K73₀;
A103 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (6), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × O auf der Abszisse und K103 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind;
K103₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert für K103 bei (H/C) × O der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde;
B103 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A103{(H/C) × O}, wenn K103 = K103₀;
A93 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (7), der den Fall abdeckt, worin (N + S) auf der Abszisse und K93 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind;
K93₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K93 bei (N + S) der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde;
B93 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A93{(N + S) × VM}, wenn K93 = K93₀;
A81 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (8), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × O auf der Abszisse und K81 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind;
K81₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K81 bei (H/C) × O der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde;
B81 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A81{(H/C) × O}, wenn K81 = K81₀;
A10 die Neigung der Geraden, dargestellten durch die Formel (9), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K10 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind;
K10₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K10 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde; und
B10 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A10{(H/C) × VM}, wenn K10 = K10₀.

Kurze Beschreibung der Zeichnungen

1 zeigt ein Modell einer Kohleverflüssigungsreaktion, das in einem erfindungsgemäßen Programm angewendet wird;

2 stellt ein Blockdiagramm dar, das in schematischer Form den Aufbau des Kohleverflüssigungsreaktionsprozesses zeigt;

3 zeigt das Algorithmus-Fließdiagramm zur Berechnung der Abstrommenge des Reaktionsturms;

4 stellt ein Diagramm dar, das die Beziehung zwischen dem Produkt des Wasserstoffatom/Kohlenstoffatomen-Verhältnisses in der Kohle und der flüchtigen Komponente und K32, K43, K54, K63, K10, wie in 1 dargestellt, zeigt;

5 stellt ein Diagramm dar, das die Beziehung zwischen dem Produkt des Wasserstoffatom/Kohlenstoffatom-Verhältnisses in der trockenen Kohle, und der Differenz zwischen dem Gehalt an flüchtiger Komponente und dem Sauerstoff-Gehalt und K73, wie in 1 dargestellt, zeigt;

6 stellt ein Diagramm dar, das die Beziehung zwischen dem Produkt des Wasserstoffatom/Kohlenstoffatom-Verhältnisses in der trockenen Kohle und dem Sauerstoff-Gehalt und K103, K81, wie in 1 dargestellt, zeigt;

7 stellt ein Diagramm dar, das die Beziehung zwischen der Summe der Stickstoff- und Schwefel-Gehalte der trockenen Kohle und K93, wie in 1 dargestellt, zeigt;

8 stellt ein Diagramm dar, das die Beziehung zwischen der Produktausbeute, die unter Verwendung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante analysiert wurde, die durch die erfindungsgemäß angegebene Beziehung erhalten wurde, und der tatsächlich gemessenen Produktausbeute in Bezug auf Adaro-Kohle zeigt;

9 stellt ein Diagramm dar, das die Beziehung zwischen der Produktausbeute, die analysiert wurde unter Verwendung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante, die durch die erfindungsgemäß angegebene Bezie hung erhalten wurde, und der tatsächlich gemessenen Produktausbeute in Bezug auf Tanitohalm-Kohle zeigt; und

10 stellt ein Diagramm dar, das die Beziehung zwischen der Produktausbeute, die unter Verwendung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante analysiert wurde, die mittels der erfindungsgemäß angegebenen Beziehung erhalten wurde, und der tatsächlich gemessenen Produktausbeute in Bezug auf Ikeshima-Kohle zeigt.

Beste Art der Ausführung der Erfindung

Die spezifische Art der Ausführung der vorliegenden Erfindung wird nachstehend unter Bezugnahme auf die beiliegenden Zeichnungen beschrieben.

2 stellt insbesondere ein Blockdiagramm dar, das in schematischer Form das Verfahren zur Durchführung der Kohleverflüssigungsreaktion zeigt. Wie in der Zeichnung dargestellt, wird eine Mischung, bestehend aus 40 bis 50 Gew.-% fein pulverisierter Kohle, 60 bis 50 Gew.-% Lösungsmittel wie Tetralin und 0,5 bis 3 Gew.-% Katalysator wie fein pulverisiertem natürlichem Perlit in einem Aufschlämmungstank 10 verknetet und die resultierende Kohleaufschlämmung wird mittels einer Pumpe 12 in einen Aufschlämmungs-Vorwärmer 14 eingeführt. Der Kohleaufschlämmung wird Wasserstoffgas zugesetzt, bevor die Kohleaufschlämmung in den Vorwärmer 14 eingeführt wird. Die Aufschlämmung wird unmittelbar vor der Reaktion von Raumtemperatur auf etwa 400°C erhitzt und dann in die Reaktionstürme (Reaktionsbehälter) 16 (16a, 16b, 16e) eingeführt, die in Reihe miteinander verbunden sind. Unmittelbar bevor die Aufschlämmung in jeden der Reaktionstürme 16a bis 16c eingeführt wird, wird Wasserstoffgas zu der Aufschlämmung zugegeben, was zur Folge hat, dass die Verflüssigungsreaktion innerhalb jedes dieser Reaktionstürme 16a bis 16c durchgeführt wird. Die aus dem Reaktionsturm der Endstufe abgezogene Reaktionsmischung wird über einen Hochtemperatur-Gas-Flüssig-Separator 18 und einen Aufschlämmungs-Wärmeaustauscher 20 in einen Niedertemperatur-Gas-Flüssig-Separator 22 eingeführt. Die in dem Hochtempera tur-Gas-Flüssig-Separator 18 abgetrennte flüssige Komponente wird als so genannte "Schweröl-Komponente" extrahiert. Außerdem wird die in dem Niedertemperatur-Gas-Flüssig-Separator 22 abgetrennte flüssige Komponente als so genannte "Leichtöl-Komponente" extrahiert. Gleichzeitig wird eine Gaskomponente aus dem Niedertemperatur-Gas-Flüssig-Separator 22 abgezogen.

In dem vorstehend beschriebenen Verfahren zur Durchführung der Kohleverflüssigungsreaktion wird das erfindungsgemäße Reaktionsmodell aufgestellt, um die Produktausbeute in jedem der Reaktionstürme 16 abzuschätzen. Die 1 zeigt das erfindungsgemäße Reaktionsmodell. In dem erfindungsgemäßen Reaktionsmodell wird das verflüssigte Reaktionsprodukt (Verflüssigungs-Reaktionsprodukt) unterteilt (aufgegliedert) in ein organisches Gas (dargestellt in 1 durch das Symbol OG), bei dem es sich um ein niederes Kohlenwasserstoffgas mit 1 bis 3 Kohlenstoffatomen handelt, ein verflüssigtes Öl mit einem niedrigen Siedepunkt (dargestellt in der 1 durch O₁), bei dem es sich um ein verflüssigtes Öl mit einem niedrigen Siedepunkt, d.h. eine Fraktion in dem Bereich zwischen einem Kohlenwasserstoff mit 4 Kohlenstoffatomen und einer Fraktion mit einem Siedepunkt unter 220°C handelt, ein verflüssigtes Öl mit einem mittleren Siedepunkt (in der 1 dargestellt durch O₂), bei dem es sich um ein Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 220°C und von weniger als 350°C handelt, ein verflüssigtes Öl mit einem hohen Siedepunkt (dargestellt in der 1 durch O₃), bei dem es sich um ein Öl mit einem Siedepunkt von nicht unter 350°C und von weniger als 538°C handelt, Asphalthene (dargestellt in der 1 durch PAAO), bestehend aus einem Öl mit einem Siedepunkt von nicht unter 538°C, Asphalthen und Vorasphalthen; in Kohlendioxid- und Kohlenmonoxid-Gase (dargestellt in der 1 durch IOG₁), Wasser (dargestellt in 1 durch IOG₂) und Ammoniak- und Schwefelwasserstoff-Gase (dargestellt in 1 durch IOG₃). Außerdem wird die Kohle mit Ausnahme der Asche-Komponente unterteilt (aufgegliedert) in eine Komponente mit einer hohen Verflüssigungs-Reaktionsgeschwindigkeit (dargestellt in 1 durch C_A), eine Komponente mit einer verhältnismäßig niedrigen Verflüssigungs-Reaktionsgeschwindigkeit (dargestellt in 1 durch C_B) und eine Komponente, die kaum einer Reaktion unterliegt (dargestellt in 1 durch C_I). Außerdem wird ein Wasserstoffgas (dargestellt in 1 durch H) als Ausgangsmaterial zugegeben. Die durch Pfeile angegebenen Reaktionswege wurden zwischen diesen Komponenten festgelegt. Jede dieser Reaktionen ist eine primäre irreversible Reaktion, die nur in der durch den Pfeil dargestellten Richtung mit einer Geschwindigkeit fortschreitet, die proportional zur Konzentration der Ausgangsmaterialien ist. Die Reaktion, deren Reaktionsweg in 1 nicht angegeben ist, schreitet kaum fort und wird als praktisch vernachlässigbar angesehen.

In dem Reaktionsmodell wird die Kohle unterteilt (aufgegliedert) in die drei Komponenten C_A, C_B und C_I auf der Basis des technischen Grundgedankens, der durch Versuche von den Erfindern der vorliegenden Erfindung gewonnen wurde. Die Erfinder der vorliegenden Erfindung haben gefunden, dass die Kohle mindestens drei Arten von Komponenten enthält, umfassend eine Komponente, die bei Temperaturen von nicht unter etwa 400°C schnell in ein verflüssigtes Produkt umgewandelt wird, eine Komponente, die langsam in das verflüssigte Produkt umgewandelt wird, und eine Komponente, deren Umwandlung in das verflüssigte Produkt innerhalb eines praktikablen Zeitraums im wesentlichen vernachlässigbar ist, und dass diese drei Komponenten sich auch in Bezug auf den Reaktionsweg voneinander unterscheiden. Obgleich die Reaktionsgeschwindigkeit etwas differiert in Abhängigkeit von der Art der Kohle, wird es als vernünftig angesehen, anzunehmen, dass die primäre irreversible Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Umwandlungs-Reaktion bei 450°C von Kohle in das verflüssigte Produkt nicht weniger als 0,5/min für die Kohlekomponente C_A beträgt, weniger als 0,5/min und nicht weniger als 10^–4/min für die Kohlekomponente C_B beträgt und weniger als 10^–4/min für die Kohlekomponente C_I beträgt.

Die Abhängigkeit der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij für jeden Reaktionsweg von der Temperatur ist durch die folgende Arrhenis-Gleichung gegeben.

Formel 10
kij = k0ji*exp(–Eij/RT)

worin k0ij als Frequenz-Faktor und Eij als Aktivierungsenergie bezeichnet werden, die Konstanten darstellen, die für die einzelnen Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten gegeben sind, R eine Gaskonstante und T die Temperatur bedeuten. Die Erfinder der vorliegenden Erfindung haben Versuche mit verschiedenen Kohlearten durchgeführt und gefunden, dass die Werte für k0ij und Eij in Abhängigkeit von den Kohlearten differieren. Es wurde außerdem gefunden, dass die Verhältnisse (Mengenanteile) der drei Komponenten C_A, C_B und C_I der Kohle ebenfalls in Abhängigkeit von den Kohlearten differieren. Das heißt mit anderen Worten, das in 1 dargestellte Reaktionsmodell kann auf verschiedene Kohlearten angewendet werden unter Verwendung des Frequenz-Faktors, der Aktivierungsenergie und des Komponenten-Mengenanteils, die in Abhängigkeit von den Kohlearten differieren.

Ein Satz der Reaktionsgeschwindigkeits-Formel, wie sie in Tabelle 1 angegeben ist, kann erhalten werden aus dem in 1 dargestellten Reaktionsmodell. Der Satz von Reaktionsgeschwindigkeits-Formel steht für gekoppelte Differential-Gleichungen eines Exponenten. Durch Auflösen der gekoppelten Differential-Gleichungen unter den Grenzbedingungen der jeweiligen Reaktionsapparatur kann die Ausbeute des verflüssigten Produkts (Verflüssigungsprodukts) in der Reaktions-Vorrichtung erhalten werden.

Tabelle 1

Gekoppelte Differential-Gleichungen eines Exponenten

m1/dt = –(k33 + k41 + k81)m1 m2/dt = –k32m2 m3/dt = k311m1 + k32m2 – k43m3 – k63m3 – k73m3 – k93m3 – k103m3 m4/dt = k41m1 + k43m3 – k54m4 m5/dt = k54m4 m6/dt = k63m3 m7/dt = k73m3 m8/dt = k81m1 m9/dt = k93m3 m10/dt = k103m3 m11/dt = k113m3worin
m1 = [C_A]
m2 = [C_B]
m3 = [PAAO]
m4 = [O₃]
m5 = [O₂]
m6 = [O₁]
m7 = [OG]
m8 = [IOG₁]
m9 = [IOG₂]
m10 = [IOG₃]
m11 = [H]
worin [M] ein dimensionsloses Komponenten-Verhältnis darstellt, das erhalten wird durch Dividieren der Massenströmungsrate (kg/h) der Komponente M durch die anfängliche Massenströmungsrate der Kohle (kg/h: auf einer trockenen aschefreien Basis).

Die Grenzbedingungen (Rand-Bedingungen) der gekoppelten Differential-Gleichungen eines Exponenten, wie sie in der Tabelle 1 dargestellt sind, werden bestimmt durch den Typ, die Größe, die Temperatur und den Druck der Verflüssigungsreaktionsvorrichtung. Bei der Mehrzahl der Kohleverflüssigungsreaktions-Vorrichtungen wird angenommen, dass es sich um einen Vorrichtungs-Typ vom so genannten "Blasen- bzw. Fraktionierturm" handelt, bei dem ein Wasserstoffgas bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck in eine Kohleaufschlämmung eingeblasen wird, um innerhalb der Aufschlämmung feine Bläschen zu erzeugen. Die Erfinder der vorliegenden Erfindung haben die Betriebsbedingungen der bekannten Kohleverflüssigungsreaktions-Vorrichtungen vom Fraktionierturm-Typ untersucht und gefunden, dass die meisten der Reaktionsvorrichtungen als ein Reaktor angesehen werden können, der als Reaktor vom vollständigen Mischungs-Behälter-Typ beim Reaktionsaufbau angesehen werden kann. Deshalb werden erfindungsgemäß die gekoppelten Differential-Gleichungen eines Exponenten, wie in der Tabelle 1 dargestellt, unter den Grenz- bzw. Rand-Bedingungen eines Fraktionierturm-Reaktors vom vollständigen Mischungsbehälter-Typ aufgelöst.

Bei einem Reaktor vom vollständigen Mischungsbehälter-Typ sind die Temperatur, der Druck und die Zusammensetzung innerhalb des Reaktors einheitlich. Deshalb ist die Zusammensetzung innerhalb des Reaktors gleich der Zusammensetzung des Abstroms aus dem Auslaß des Reaktors. Wenn die Verweilzeit innerhalb des ersten Reaktors, d.h. des ersten Fraktionierturms, auf τ 1 festgelegt wird, können die gekoppelten Differential-Gleichungen eines Exponenten, wie in Tabelle 1 dargestellt, leicht integriert werden unter Bildung der gekoppelten Gleichungen, wie sie in der Tabelle 2 angegeben sind.

Tabelle 2

Gekoppelte Gleichungen

m1,1 – m1,0 = (k31 + k41 + k81)m1,1S τ nS m2,1 – m2,0 = k32m2,1S τ nS m3,1 – m3,0 = (k31m1,1S + k32m2,1S – (k43 + k63 + k73 + k93 + k103)m3,1S τ nS m5,1 – m5,0 = k54m4,1S τ nS m4,1 – m4,0 = (k43m1,1S + k43m3,1S – k54m4,1S) τ nS m6,1 – m6,0 = k63m3,1S τ nS m7,1 – m7,0 = k73m3,1S τ nS m8,1 – m8,0 = k81m1,1S τ nS m9,1 – m9,0 = k93m3,1S τ nS m10,1 – m10,0 = k103m3,1S τ nS m11,1 – m11,0 = k113m3,1S τ nS worin bedeuten:
mi,n – 1 den dimensionslosen Komponenten-Mengenanteil der Komponente i am Einlaß des n-ten Reaktors;
mi,n den dimensionslosen Komponenten-Mengenanteil der Komponente i am Auslaß des n-ten Reaktors; und
mi,nS den dimensionslosen Komponenten-Mengenanteil der Komponente i in der Aufschlämmungssphase.

Die Menge, in der sie innerhalb der Aufschlämmungsphase vorhanden ist, wird angenommen als dimensionsloser Komponenten-Mengenanteil auf der rechten Seite in jeder Gleichung in der Tabelle 2. Dies ist deshalb so, weil ein Katalysator zur Durchführung der Kohleverflüssigungsreaktion erforderlich ist. Da der Katalysator nur innerhalb der Aufschlämmungsphase vorliegt, werden alle Reaktionen, wie sie in 1 dargestellt sind, als innerhalb der Aufschlämmungsphase fortschreitend angesehen und die Reaktion wird als innerhalb der Gasphase nicht fortschreitend angesehen. Aus ähnlichen Gründen wird die Verweilzeit τ 1S innerhalb der Aufschlämmungsphase als Verweilzeit angesehen.

In den in der Tabelle 2 angegebenen gekoppelten Gleichungen sind nur die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij und der Komponenten-Mengenanteil mi,0 für jede Komponente am Einlaß des Reaktors bekannt. Der Komponenten-Mengenanteil mi,1 für jede Komponente am Auslaß des Reaktors, der Komponenten-Mengenanteil mi,1S für jede Komponente innerhalb der Aufschlämmung und die Verweilzeit τ 1S innerhalb der Aufschlämmungsphase sind unbekannt, obgleich es möglich ist, τ 1S aus der bekannten empirischen Formel zu erhalten, wenn mi,1S gegeben ist. Es ist möglich mi,1S aus der Gas-Flüssig-Gleichgewichts-Berechnung zu erhalten, wenn mi,1 gegeben ist. Daraus folgt, dass mi,1 allein die wirklich unabhängige Variable innerhalb der in Tabelle 2 angegebenen gekoppelten Gleichungen ist.

Da jedoch die Gas-Flüssig-Gleichgewichts-Beziehung sehr komplex ist, ist es praktisch unmöglich, mi,1S und τ 1S wegzulassen, indem man die Gas- Flüssig-Gleichgewichts-Beziehung in die in Tabelle 2 angegebenen gekoppelten Gleichungen einsetzt.

Unter diesen Umständen wird das Problem in dem erfindungsgemäßen Verfahren gelöst als ein Optimierungs-Problem, das mit beschränkenden Bedingungen verbunden ist, durch ein numerisches analytisches Verfahren durch Festsetzen einer Target-Funktion. Insbesondere wird das Problem der Frage des Erhalts eines variablen Vektors X zugeschrieben, der die Target-Funktion F(X) des Optimierungs-Problems minimiert, wie nachstehend angegeben:

Formel 11
Target-Funktion: F(X)
beschränkende Bedingungen: C(X) = 0 G(X)≥ 0 L ≤ X ≤ U

Insbesondere dann, wenn die Ausbeute des verflüssigten Produkts (Verflüssigungsprodukt) des Fraktionierturm-Reaktors eines Behälters vom vollständigen Mischungs-Typ gesucht ist, werden die Target-Funktion und die beschränkenden Bedingungen wie folgt festgesetzt:

Formel 12
minimierende Target-Funktion:
F(Xi) = Σ((mi,1)a – (mi,1)c)2
beschränkende Bedingungen:
–(mi,1)a – (mi,1)c = 0(mi,1)c ≥ 0

In dem erfindungsgemäßen Verfahren wird insbesondere der Wert für mi,1 zuerst angenommen, dann erhält man mi,1S durch eine Gas-Flüssig-Gleichgewichts-Berechnung mit der angenommenen Zusammensetzung. Außerdem wurde τ 1S erhalten durch Errechnen des Gas-Holdup aus einer empirischen Formel. Dann wurde mi,1 errechnet durch Einsetzen von mi,1S und τ 1S in die in Tabelle 2 angegebenen gekoppelten Gleichungen. In den meisten Fällen stimmen das zuerst angenommene (mi,1)a und das berechnete (mi,1)c nicht miteinander überein. Deshalb wird die Berechnung erneut durchgeführt durch erneute Annahme von (mi,1)a in einer Weise, dass die Differenz zwischen dem angenommenen Wert und dem berechneten Wert vermindert wird. Diese Berechnungsschleife wird so lange wiederholt, bis die Target-Funktion minimiert ist, wobei man die Reaktorauslaß-Zusammensetzung mi,1 erhält. Die durch Einblasen von Wasserstoffgas in den zweiten Fraktionierturm erhaltene Zusammensetzung für mi,1 wird erneut bestimmt, wobei mi,1 die Zulauf-Zusammensetzung des zweiten Reaktors, d.h. des zweiten Fraktionierturms, darstellt. Dann wird die Berechnung wiederholt ähnlich derjenigen in dem ersten Turm, um so die Auslaß-Zusammensetzung am zweiten Turm mi,2 zu erhalten. Gleichzeitig ist es möglich, τ 2S und die Gasphasen-Verweilzeit τ 2G zu erhalten. Die 3 zeigt die vorstehend angegebe Reihe von Berechnungsalgorithmen.

Was ist jedoch mit dem Fall, wenn die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Kohleverflüssigungsreaktion aus dem tatsächlich gemessenen Wert der Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters eines Behälter-Kolonnen-Reaktors abgeschätzt wird, der bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird? Wenn N = 1, d.h. wenn die Werte für mi,0 und mi,1 bekannt sind, kann der Zusammensetzungsanteil mi,1S für jede Komponente der Aufschlämmungsphase aus der Gas-Flüssig-Gleichgewichts-Berechnung erhalten werden, um so die Aufschlämmungsphasen-Verweilzeit τ 1S zu bestimmen. Daraus folgt, dass die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij erhalten werden kann, ohne eine wiederholte Berechnung durchzuführen.

Wenn N nicht kleiner als 2 ist, d.h. N ≥ 2, ist jedoch mi,n(1 ≤ n < N) unbekannt, wodurch es unmöglich wird, τ nS zu kennen. Unter diesen Umständen wird das Problem gelöst durch ein Verfahren zum Analysieren des numerischen Wertes als ein Optimierungs-Problem, das mit einschränkenden Bedingungen ausgestattet wird durch Festsetzen einer Target-Funktion wie im Falle der Suche nach der Ausbeute des verflüssigten Produkts (Verflüssigungs-Produkts) des Fraktionierturm-Reaktors vom vollständigen Mischungsbehälter-Typ. Außerdem haben die Erfinder der vorliegenden Erfindung gefunden, dass dann, wenn die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante gesucht wird, es zwei Auflösungsmethoden gibt, d.h. eine indirekte Methode und eine direkte Methode, je nach Art, wie die Target-Funktion angenommen wird.

Bei der indirekten Methode wird die gesuchte Reaktionsgeschwindigkeitskonstante indirekt zu einer Betriebsvariablen gemacht und die Funktion der N-ten Fraktionierturm-Reaktor-Auslaß-Strömungsrate mi,N wird als Target-Funktion genommen.

Formel 13
Minimierende Target-Funktion:
F(Xi(kij) = Σ((mi,N(kij)o – (mi,N8kij))c)2
einschränkende Bedingungen:
(mi,N(kij)o – (mi,N(kij))c = 0kij ≥ 0

Bei der indirekten Methode wird die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij erhalten durch Anwendung der nachstehend beschriebenen Algorithmen-Berechnung. In der ersten Stufe wird der Wert für kij beispielsweise so angenommen, dass er der Wert für die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Kohle ist, deren Reaktionsgeschwindigkeitskonstante bekannt ist, mit ähnlichen Eigenschaften.

Die Auslaß-Strömungsrate mi,N des N-ten Turms wird anschließend berechnet durch Verwendung des angenommenen Wertes (kij)a, wobei man schließlich die Auslaß-Strömungsrate (mi,N) des N-ten Turms erhält. In diesem Fall wird, da der tatsächlich gemessene Wert (mi,N)o der Auslaß-Strömungsrate für den N-ten Turm bekannt ist, der Wert von (mi,N)o verglichen mit dem errechneten Wert (mi,N)c und die Berechnung wird erneut durchgeführt, indem erneut kij in einer solchen Weise angenommen wird, dass die Differenz minimiert wird.

Diese Berechnungsschleife wird so lange wiederholt, bis die Target-Funktion minimiert ist, wobei man die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij erhält.

Wenn N gleich 2 ist (N = 2), konvergiert die Berechnung schnell bei der indirekten Methode. Wenn N nicht kleiner als 3 ist, ist jedoch die Anzahl der lokalen optimalen Lösungen groß, wodurch es schwierig wird, zu der optimalen Lösung des Gesamtbereiches zu gelangen. Es ist daher wünschenswert, die direkte Methode für den Fall anzuwenden, dass N nicht kleiner als 3 ist, d.h. (N ≥ 3).

Bei der direkten Methode wird die Funktion der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij, die gesucht werden soll, als Target-Funktion genommen.

Formel 14
Minimierende Target-Funktion:
F(kij) = Σ((kij)a – (kij)c)2
beschränkende Bedingung: kij ≥ 0

Bei der direkten Methode wird die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij erhalten durch Anwendung der vorstehend beschriebenen Algorithmen-Berechnung. In der ersten Stufe wird der Wert für kij angenommen als Wert für die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Kohle, deren Reaktionsgeschwindigkeitskonstante bekannt ist, mit ähnlichen Eigenschaften. Die Auslaß-Strömungsrate des n-ten Turms wird danach berechnet durch Verwendung des angenommenen Wertes für (kij)a, wobei man mi,N – 1 erhält. In diesem Fall kann die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante (kij)c erhalten werden, da die Situation für den N-ten Turm gleich derjenigen für den Fall N = 1 ist. F(kij) wird errechnet aus (kij)c und (kij)a und diese Berechnungsschleife wird so lange wiederholt, bis die Target-Funktion minimiert ist, wobei man die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij erhält.

Bei den von den Erfindern der vorliegenden Erfindung durchgeführten Untersuchungen wurde gefunden, dass die Reaktionskonstanten k32, k43, k54, k63 und k10 von dem Produkt {(H/C) × VM} zwischen dem Verhältnis (H/C) von Wasserstoff zu Kohlenstoff in der trockenen Kohle und der flüchtigen Komponente (VM) der trockenen Kohle abhängen. Es wurde auch gefunden, dass k73 in 1 von dem Produkt {(H/C) × (VM – O)} zwischen der Differenz (VM – O) zwischen dem Gehalt an flüchtiger Komponente VM und dem Sauerstoff-Gehalt der trockenen Kohle und dem oben angegebenen Produkt von H/C abhängt, sodass sowohl k103 als auch k81 in 1 von dem Produkt {(H/C) × O} zwischen H/C und dem Sauerstoff-Gehalt (O) der trockenen Kohle abhängen, und dass k93 in 1 von dem Stickstoff- und Schwefel-Gehalt (N + O) der trockenen Kohle abhängt.

Unter diesen Umständen wird die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij für eine Vielzahl von Kohlearten, die sich in Bezug auf den Grad der Inkohlung (des Kohlenstoff-Gehalts) voneinander unterscheiden, erhalten durch Anwendung der vorstehend angegebenen Algorithmen-Berechnung, um so die Beziehung zwischen der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante kij und den vorstehend beschriebenen Kohle-Komponenten zu bestimmen und um auf diese Weise die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante darzustellen als eine Beziehung (funktionelle Beziehung) unter Verwendung der Kohle-Komponenten als Parameter.

Als Ergebnis kann dann, wenn verschiedene Kohlearten verflüssigt werden, die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante in dem Kohleverflüssigungs-Verfahren leicht erhalten werden durch analysieren der Kohlekomponenten und durch Einsetzen des analysierten Wertes in die Beziehung. Daraus folgt, dass es nicht erforderlich ist, einen kontinuierlichen Probebetrieb mit einer Anlage im Labormaßstab oder mit einer Pilotanlage durchzuführen, sodass es möglich ist, die für die Entwicklung des Kohleverflüssigungs-Verfahrens erforderlichen Kosten und erforderliche Zeit in großem Umfang einzusparen. Es ist auch möglich, die Betriebsbedingungen so zu untersuchen, dass die Auswahl der Art der Ausgangsmaterial-Kohle, der Reaktionstemperatur, des Reaktionsdruckes und der Reaktionszeit zu einer Optimierung der Form des Reaktors (Reaktionsbehälters) führt.

Das detaillierte erfindungsgemäße Berechnungs-Verfahren wird nachstehend unter Bezugnahme auf die folgenden Beispiele beschrieben.

Beispiel 1
Die Abschätzung (Bestimmung) der Reaktorauslaß-Strömungsrate eines Kohleverflüssigungsreaktors, bestehend aus drei in Reihe miteinander verbundenen Fraktioniertürmen, wird nachstehend beispielhaft erläutert durch Anwendung des erfindungsgemäßen Programms. Der Wert für kij der Ausgangsmaterial-Kohle A bei der in diesem Beispiel angewendeten Reaktionstemperatur und die Werte für [C_A], [C_B] und [C_I] wurden durch Versuche erhalten. In den Tabellen 3 und 4 sind die Größe des Fraktionierturms, die Reaktionstemperatur, der Reaktionsdruck und die Zulauf-Strömungsrate Mi,0 des ersten Turms für jede Komponente angegeben:
Bei der Durchführung der Gas-Flüssig-Gleichgewichts-Berechnung wurde jeder der Werte O₁, O₂ und O₃, die Mischungen waren, als Kohlenwasserstoff-Verbindung mit einem repräsentativen Siedepunkt Tb, einer Dichte ρ I und einem durchschnittlichen Molekulargewicht Wi, wie in der Tabelle 5 angegeben, behandelt.
Tabelle 5
Zum Berechnen des Gas-Flüssig-Gleichgewichts wurde eine RKS-Methode angewendet. In der Tabelle 3 sind die Werte für die Aufschlämmungsphasen-Auslaß-Strömungsrate Mi,kS jedes Reaktionsturms angegeben.
Die Aufschlämmungsphasen-Verweilzeit τ nS kann errechnet werden aus Mi, kS und dem Volumen Vs, das die Aufschlämmungsphase innerhalb des Reaktors einnimmt.

Formel 15
τ nS = Vs/Σ(Mi, kS/σ I) = VR(1 – ε g)/ Σ(Mi, kS/σ I)

Formel 16
ε g = 0,195UG0,8Dt–0,3 worin
UG = die Gas-Raumgeschwindigkeit (cm/s)
Dt = der Turm-Durchmesser (cm)

Die Tabelle 3 umfasst den Fall, bei dem ein Wasserstoffgas mit einer Rate von 60 kg/h in den ersten Turm eingeblasen wurde, mit einer Rate von 130 kg/h in den zweiten Turm eingeblasen wurde und mit einer Rate von 5 kg/h in den dritten Turm eingeblasen wurde. In dem zweiten Turm und in dem dritten Turm wurden alle Ölkomponenten O₁ bis O₃ in die Gasphase verdrängt, sodass sie in einen so genannten "getrockneten Zustand" überführt wurden. Unter dieser Angabe ist zu verstehen, dass innerhalb des Reaktors ein Verkoken herbeigeführt wurde und somit der jeweilige Zustand sehr unerwünscht ist. Deshalb wurde die eingeblasene Wasserstoffgas-Menge so erhöht, dass ein Wasserstoffgas mit einer Rate von 138 kg/h in den ersten Turm, mit einer Rate von 346 kg/h in den zweiten Turm und mit einer Rate von 34 kg/h in den dritten Turm eingeblasen wurde, wie in der Tabelle 4 angegeben. Als Ergebnis wurde eine geeignete Aufschlämmungs-Strömungsrate in jedem dieser Türme erhalten. Außerdem wurde jeder τ n,S-Wert innerhalb 1 h festgelegt.
Beispiel 2
Die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante wurde berechnet auf der Basis der tatsächlich gemessenen Daten in Bezug auf die Reaktorauslaß-Strömungsrate des Kohleverflüssigungsreaktors, bestehend aus drei Fraktioniertürmen, die in Reihe miteinander verbunden waren, unter Anwendung des erfindungsgemäßen Programms. Die Werte für [C_A], [C_B] und [C_I] der Ausgangsmaterial-Kohle wurden durch getrennt durchgeführte Versuche erhalten. Außerdem wurde ein Aufschlämmungs-Vorwärmer in der Vorstufe des Kohleverflüssigungsreaktors so angeordnet, dass die Aufschlämmung auf eine Temperatur in der Nähe der Reaktionstemperatur erhitzt wurde, bevor die Aufschlämmung in den ersten Reaktionsturm gelangte. In dieser Vorerhitzungsstufe waren die Umwandlungs-Reaktionen von CA in das verflüssigte Produkt (Verflüssigungsprodukt), d.h. die Reaktionen auf den drei Wegen C_A → O₃, C_A → PAAO und C_A → IOG₁, im wesentlichen beendet und diese Reaktionen wurden somit bei der Analyse der Reaktionsrate vernachlässigt. Daraus folgt, dass die Werte für k31, k41 und k81 aus der Analyse der Reaktionsrate nicht erhalten wurden.
Die Tabelle 6 zeigt die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Kohle B, die durch Analyse der Reaktionsrate erhalten wurde. Andererseits zeigt die Tabelle 7 die tatsächlich gemessenen Daten, die bei der Analyse der Reaktionsrate verwendet wurden, und die Auslaß-Strömungsrate jedes Fraktionierturms, die durch Verwendung der in der Tabelle 6 angegebenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante erhalten wurde.
Tabelle 6 Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Kohle B bei 450°C
In der Tabelle 7 stellen die Ziffern in Kursivschrift die tatsächlich gemessenen Daten dar. Der abgeschätzte Wert und die experimentellen Daten stimmen gut miteinander überein im Hinblick auf die Auslaß-Strömungsrate des dritten Turms und stützen somit die Annahme, dass die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante, wie sie in der Tabelle 6 angegeben ist, die Verflüssigungs-Charakteristika der Kohle B mit einer hohen Zuverlässigkeit wiedergibt.
Beispiel 3
Unter den Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten, wie sie in der Tabelle 1 angegeben sind, wurden die Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten k32, k43, k54, k63, k73, k103, k93, k81 und k10 erhalten durch die Algorithmus-Berechnung nach der vorstehend beschriebenen direkten Methode auf der Basis des in 1 dargestellten Reaktionsmodells bei Verwendung eines Reaktors, der aus drei in Reihe miteinander verbundenen Fraktioniertürmen (Reaktionsbehältern) bestand, in Bezug auf Adaro-Kohle, bei der es sich um eine Braunkohle handelt, Tanithohalm-Kohle, bei der es sich um eine Subbitumen-Kohle mit einem hohen Grad der Inkohlung handelt, und Ikeshima-Kohle, bei der es sich um eine Bitumen-Kohle handelt.
Die Tabelle 8 gibt die analytischen Werte für die Komponenten der Adaro-Kohle, der Tanithohalm-Kohle und der Ikeshima-Kohle sowie die Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten an, die nach dem weiter oben angegebenen Reaktionsmodell erhalten wurden, und die Algorithmus-Berechnung durch die tatsächliche Messung der Komponenten, die durch die Verflüssigungs-Reaktionsbehandlung erhalten wurden.
Tabelle 8
"VM" in der ersten Spalte der Tabelle 8 bezeichnet den Mengenanteil der dimensionslosen flüchtigen Komponente, die in der trockenen Kohle enthalten ist. "FC" steht für den Mengenanteil des nicht-flüchtigen Kohlenstoffs. Diese Mengenanteile wurden durch industrielle Analyse bestimmt. C, H, N, O, S in der zweiten Spalte repräsentieren die Gewichtsmengenanteile (dimensionslos) von Kohlenstoff, Wasserstoff, Stickstoff, Schwefel und Sauerstoff, die in der trockenen Kohle enthalten sind. Diese Gewichtsmengenanteile wurden durch Elementaranalyse bestimmt. Die Parameter für die Berechnung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante, die aus den in den ersten und zweiten Spalten angegebenen Werten bestimmt wurden, sind in der dritten Spalte der Tabelle 8 angegeben. "H/C" steht hier für das Wasserstoffatom/Kohlenstoffatom-Verhältnis in der trockenen Kohle. Das Kohlenstoffatom wurde erhalten durch Dividieren der Werte für C in der zweiten Spalte durch 12.
Die Werte für C_A, C_B, C_I und PAAO in der vierten Spalte, die jeweils C_A, C_B, C_I und PAAO, wie in der 1 dargestellt, entsprechen, wurden durch Versuche bestimmt. Außerdem sind in der fünften Spalte der Tabelle 8 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten angegeben, die unter Verwendung des oben angegebenen Reaktionsmodells durch theoretische Simulation erhalten wurden.
Unter diesen Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten sind diejenigen von K32, K43, K54, K63 und K10 in Form eines Diagramm in der 4 dargestellt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante K auf der Ordinate in einem logarithmischen Maßstab aufgetragen sind. Die Formeln für die Geraden, welche die Beziehung zwischen K32, K43, K54, K63, K10 und (H/C) × VM zeigen, die auf der Basis dieser aufgetragenen Punkte erhalten wurden, sind wie folgt:

Formel 17
K32 = K320 × 10A32{(H/C) × VM} + B32
Formel 18
K43 = K430 × 10A43{(H/C) × VM} + B43
Formel 19
K54 = K540 × 10A54{(H/C) × VM} + B54
Formel 20
K63 = K630 × 10A63{{H/C) × VM} + B63
Formel 21
K10 = K100 × 10A10{(H/C) × VM} + B10

₀

4

Die so erhaltenen Formeln K32, K43, K54, K63 und K10 sind nachstehend angegeben:

Formel 22
K32 = 0,00070 × 10–6,0{H/C) × VM} + 2,75
Formel 23
K43 = 0,000077 × 1010,5{H/C) × VM} – 4,82
Formel 24
K54 = 0,000066 × 1012,3{(H/C) × VM} – 5,65
Formel 25
K63 = 0,00014 × 107,17{(H/C) × VM} – 3,29
Formel 26
K10 = 0,000026 × 104,88{(H/C) × VM} – 2,24

Außerdem kann K73, wie in der Tabelle 8 angegeben, in Form eines Diagramms gemäß 5 aufgetragen werden, wobei (H/C) × (VM – O) auf der Ab szisse und die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante in einem logarithmischen Maßstab auf der Ordinate aufgetragen sind.
Die Beziehung zwischen K73 und (H/C) × (VM – O) kann aus der 5 wie nachstehend angegeben erhalten werden:

Formel 27
K73 = K730 × 10A73{(H/C) × (VM – O} + B73

₀

Formel 28
K73 = 0,000078 × 10–2,82{(H/C) × (VM – O} + 0,871

Außerdem sind K103 und K81 in Form eines Diagramms in der 6 darstellt, worin (H/C) × O auf der Abszisse und die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante in einem logarithmischen Maßstab auf der Ordinate eingetragen sind. Die Formeln für die Geraden für K103 und K81, die wie vorstehend beschrieben erhalten wurden, sind nachstehend angegeben:

Formel 29
K103 = K1030 × 10A103{(H/C) × O} + B103
Formel 30
K81 = K810 × 10A81{(H/C) × O} + B81

In entsprechender Weise können die folgenden Werte erhalten werden.

Formel 31
K103 = 0,000048 × 104,20{(H/C) × O} – 0,630
Formel 32
K81 = 0,000058 × 108,0{(H/C) × O} – 1,20

In entsprechender Weise kann K93, wie in Tabelle 8 angegeben, dargestellt werden wie in dem Diagramm der 7 angegeben, in dem N + S auf der Abszisse und die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante in einem logarithmischen Maßstab auf der Ordinate aufgetragen sind. Es kann daher die nachstehend angegebene Beziehung erhalten werden:

Formel 33
K93 = K930 × 10A93(N + S) + B93

Ebenfalls erhalten wird:

Formel 34
K93 = 0,0000072 × 1014,4(N + S) – 0,288

Die Tabelle 9 zeigt die Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten K32, K43, K54, K63, K73, K103, K93, K81 und K10, die analytisch erhalten wurden und die in der fünften Spalte der Tabelle 8 im Vergleich zu den Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten (berechnete Werte der Beziehung) angegeben sind, die erhalten wurden durch Einsetzen der in der dritten Spalte der Tabelle 8 angegebenen Parameter in die so erhaltene Beziehung zur Berechnung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante. Die analytischen Werte und die errechneten Werte der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante unterscheiden sich geringfügig voneinander. Die Differenz ist jedoch kein praktisches Problem.
Dann wurde die Kohleverflüssigungsreaktion einer Simulations-Analyse unterworfen unter Anwendung der in der rechten Spalte der Tabelle 9 angegebenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante, die erhalten wurde durch Berechnung aus der oben angegebenen Beziehung auf das in 1 dargestellte Reaktionsmodell unter Verwendung eines Kohleverflüssigungsreaktors, bestehend aus drei in Reihe miteinander verbundenen Fraktioniertürme in Bezug auf die Adaro-Kohle, die Tanitohalm-Kohle und die Ikeshima-Kohle, um so die Endprodukte abzuschätzen und die abgeschätzen Endprodukte mit den gemessenen Werten der tatsächlich erhaltenen Endprodukte zu vergleichen. Es sei jedoch darauf hingewiesen, dass die Reaktionen C_A → PAAO und C_A → O₃, wie sie in 1 dargestellt sind, wie in den weiter oben beschriebenen Beispielen vernachlässigt wurden. Außerdem wurde die verwendete Aufschlämmung hergestellt durch Dispergieren von fein pulverisierter Kohle in einem Kohlenwasserstoff-Lösungsmittel wie Tetralin und sie enthielt 45 Gew.-% Kohle und 3 Gew.-% natürlichen Perlit, der als Katalysator verwendet wurde.
In der Tabelle 10 sind die Größe des Reaktors (Reaktionsbehälters), der zum Verflüssigen von Adaro-Kohle verwendet wurde, die analysierte Reaktionszeit, die Enthalpie-Differenz, die Wärmeabführungsmenge und dgl. angegeben. In den Tabellen 11 bis 13 sind die geschätzten Werte für jede Komponente des Reaktoreinlaß (erster Reaktoreinlaß), die geschätzten Werte für jede Komponente an dem ersten Turmauslaß und die geschätzten Werte für jede Komponente an dem zweiten Turmauslaß in Bezug auf Adaro-Kohle angegeben. In der Tabelle 14 sind die geschätzten Werte und die tatsächlich gemessenen Werte für jede Komponente in dem Abstrom am Auslaß des dritten Turms in Bezug auf Adaro-Kohle angegeben. Außerdem sind in der 8 die analytischen Werte des Abstroms (Produktausbeute) in jedem den Reaktionstürme und die tatsächlich gemessenen Werte am Auslaß des dritten Turms in Bezug auf Adaro-Kohle angegeben.
In der Tabelle 15 sind die Größe des Reaktionsturms, der für die Verflüssigung von Tanitohalm-Kohle verwendet wurde, die analysierte Reaktionszeit, die Enthalpie-Differenz, die Wärmeabführungsmenge und dgl. angegeben. In den Tabellen 16 bis 19 sind der geschätzte Wert für jede Komponente am Einlaß des ersten Turms, der geschätzte Wert für jede Komponente am Auslaß des ersten Turms, der geschätzte Wert für jede Komponente am Auslaß des zweiten Turms und der geschätzte Wert und der tatsächlich gemessene Wert für jede Komponente am Auslaß des dritten Turms in Bezug auf Tanitohalm-Kohle angegeben. Die 9 zeigt außerdem die analytischen Werte der gebildeten Produkte an jedem der drei Türme und der tatsächlich gemessene Wert des gebildeten Produkts am Auslaß des dritten Turms.
In der Tabelle 20 sind die Größe des zur Verflüssigung von Ikeshima-Kohle verwendeten Reaktionsturms, die analysierte Reaktionszeit, die Enthalpie-Differenz, die Wärmeabführungsmenge und dgl. angegeben. In den Tabellen 21 bis 24 sind der geschätzte Werte für jede Komponente am Einlaß des ersten Turms, der geschätzte Wert für jede Komponente am Auslaß des ersten Turms, der geschätzte Wert für jede Komponente am Auslaß des zweiten Turms und der geschätzte Wert und der tatsächlich gemessene Wert für jede Komponente am Auslaß des dritten Turms in Bezug auf Ikeshima-Kohle angegeben. Die 10 zeigt ferner die analytischen Werte der gebildeten Produkte in jedem der drei Türme und die tatsächlich gemessenen Werte der gebildeten Produkte am Auslaß des dritten Turms.
Die experimentellen Daten bestätigen, dass es möglich ist, die Reaktionsprodukte sehr nahe bei den tatsächlich gemessenen Werten zu schätzen durch analysieren der Verflüssigungsreaktion gemäß dem in 1 darstellten Reaktionsmodell unter Verwendung der durch die weiter oben beschriebene Beziehung erhaltenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante.
Industrielle Anwendbarkeit
Wie aus der vorstehenden Beschreibung hervorgeht, ist das erfindungsgemäße Abschätzungsverfahren geeignet für den Fall, dass die Abstrom-Strömungsrate für jede Komponente des Kohleverflüssigungsreaktors genau und leicht abgeschätzt wird, zur Berechnung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante verwendet wird auf der Basis der tatsächlich gemessenen Daten, wodurch es möglich wird, eine Simulation des Kohleverflüssigungsreaktors durchzuführen, und es ist somit geeignet zur Durchführung verschiedener Abschätzungen in Bezug auf die Machbarkeitsstudien und die Verfahrenskontrolle.
Außerdem wird erfindungsgemäß die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante erhalten durch Berechnung unter Verwendung einer funktionellen Formel, die Kohlekomponenten als Variable umfasst. Wenn eine optionale Kohle mit einem unterschiedlichen Grad der Inkohlung verflüssigt wird, kann daher die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante für die spezielle Kohle leicht erhalten werden, indem man die Kohlekomponente in die funktionelle Formel einsetzt, wodurch es nicht mehr erforderlich ist, einen kontinuierlichen Probebetrieb unter Verwendung einer Anlage im Labormaßstab oder einer Pilot-Anlage durchzuführen, wie dies früher für jede Kohleart erforderlich war. Daraus folgt, dass es möglich ist, Kosten und Zeit, die für die Entwicklung der Kohleverflüssigungstechnologie erforderlich sind, beträchtlich einzusparen. Das erfindungsgemäße Abschätzungsverfahren macht es möglich, die Betriebsbedingungen, beispielsweise die Auswahl der Art der Ausgangs-Kohle, der Reaktionstempera tur, des Reaktionsdruckes und der Reaktionszeit so auszuwählen, dass man zu einem Reaktor (Reaktionsbehälter) mit einer optimalen Gestalt gelangt.

Claims

Verfahren zur Abschätzung bez. Bestimmung der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms am Auslaß eines Reaktionsbehälters, in dem eine Verflüssigungsreaktion durchgeführt wird durch Einblasen von Wasserstoffgas in eine Kohleaufschlämmung, das die Stufen umfasst: Berechnen der Reaktionsbehälter-Verweilzeit innerhalb des Reaktionsbehälters sowohl für die Gasphase als auch für die flüssige Phase durch Annahme einer Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms; Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms auf der Basis der Reaktionsbehälter-Verweilzeit, der Zulaufmenge für jede Komponente des Zulaufs in den Reaktor und einer primären irreversiblen Reaktionsgeschwindigkeitsformel, die von einem vorgegebenen Kohleverflüssigungsreaktionsmodell abgeleitet ist; und Wiederholen der Berechnung, bis die angenommene Abstrommenge für jede Komponente innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches mit der Abstrommenge für jede Komponente, die durch Berechnung erhalten wurde, übereinstimmt, um so den abgeschätzten Wert der Abstrommenge für jede Komponente zu bestimmen.
Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms eines Kohleverflüssigungsreaktors, der aus einem Reaktor vom Behälter-Typ besteht, der bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird, das die Stufen umfasst: Annahme einer Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms, um eine Gas-Flüssig-Gleichgewichts-Zusammensetzung innerhalb des Reaktionsbehälters einer Mischung aus der Zusammensetzung zu errechnen; weiteres Berechnen der Volumen-Strömungsraten der Gasphase und der flüssigen Phase innerhalb des Reaktionsbehälters; Berechnen der Verweilzeit der Gasphase und der flüssigen Phase innerhalb des Reaktionsbehälters auf der Basis des Gas-Holdup innerhalb des Reaktionsbehälters, der aus der Volumen-Strömungsrate und der empirischen Formel errechnet worden ist; Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms auf der Basis einer primären irreversiblen Reaktionsgeschwindigkeitsformel, die von der Verweilzeit innerhalb des Reaktionsbehälters abgeleitet ist, der Zulaufmenge für jede Komponente des Zulaufs in den Reaktor und eines spezifischen Kohleverflüssigungsreaktionsmodells; Vergleichen der Abstrommenge für jede zunächst angenommene Komponente mit der Abstrommenge für jede Komponente, die durch Berechnung erhalten wurde; und Wiederholen der Reihe von Berechnungen, bis die beiden Abstrommengen für jede Komponente innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches für jede Komponente miteinander übereinstimmen.
Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante für eine Kohleverflüssigungsreaktion auf der Basis des tatsächlich gemessenen Wertes der Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters eines Behälter-Kolonnen-Reaktors, der besteht aus N Behältern und bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird, das die Stufen umfasst: Annehmen einer Reaktionsgeschwindigkeitskonstante; anschließendes Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms aus jedem Behälter bis zum N-ten Behälter unter Verwendung der angenommenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante; Vergleichen der berechneten Menge der Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters mit dem tatsächlich gemessenen Wert; und Wiederholen der Reihe von Berechnungen, bis diese beiden Gruppen von Abstrommengen für jede Komponente innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches miteinander übereinstimmen.
Verfahren zur Abschätzung (Bestimmung) einer Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Kohleverflüssigungsreaktion auf der Basis des tatsächlich gemessenen Wertes des Abstroms für jede Komponente des N-ten Behälters eines Behälter-Kolonnen-Reaktors, der aus N-Behältern besteht und bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird, das die Stufen umfasst: Annehmen einer Reaktionsgeschwindigkeitskonstante; nachfolgendes Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms aus jedem Behälter bis zum N-1-ten Behälter unter Verwendung der angenommenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante; erneutes Berechnen einer Reaktionsgeschwindigkeitskonstante auf der Basis der Abstrommenge für jede Kom ponente des N-1-ten Behälters und der Abstrommenge jeder Komponente des N-ten Behälters; Vergleichen der zuerst angenommenen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante mit der durch Berechnung erhaltenen neuen Reaktionsgeschwindigkeitskonstante; und Wiederholen der Reihe von Berechnungen, bis diese beiden Gruppen von Reaktionsgeschwindigkeitskonstanten innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches für jede Reaktionsgeschwindigkeitskonstante miteinander übereinstimmen.
Verfahren zur Abschätzung der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms eines Kohleverflüssigungsreaktors, der aus einem Fraktionierturm-Reaktor besteht, der bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird, gemäß Anspruch 1 oder 2, worin eine primäre irreversible Reaktionsgeschwindigkeitsformel verwendet wird, die von einem Reaktionsmodell abgeleitet ist, bei dem eine Kohle ausschließlich Wasser und Asche in drei Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, einer Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität und einer Komponente mit hoher Unwahrscheinlichkeit, dass sie verflüssigt wird; das verflüssigte Öl und das feste Verflüssigungsprodukt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) werden, die bestehen aus einer verflüssigten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem hohe Siedepunkt und Asphalthenen, die das verflüssigte Öl enthalten; das übrige verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einem niederen Kohlenwasserstoffgas, Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, Wasser und Schwefelwasserstoff- und Ammoniak-Gasen; und bei dem die Kohle zersetzt wird durch die Reaktion zwischen zwölf Komponenten, bestehend aus den drei Komponenten der Kohle, den vier Komponenten des verflüssigten Öls und den festen Verflüssigungsprodukten, den vier Komponenten des übrigen verflüssigten Produkts und Wasserstoff zu einem verflüssigten Produkt entlang des Reaktionsweges, auf dem eine nachfolgende Reaktion und eine parallele Reaktion einer primären reversiblen Reaktion miteinander kombiniert werden, und bei dem das verflüssigte Produkt teilweise weiter zersetzt wird zu einem anderen verflüssigten Produkt mit einem kleineren Molekulargewicht.
Verfahren zur Abschätzung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante einer Kohleverflüssigungsreaktion auf der Basis des tatsächlich gemessenen Wertes der Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters eines Behälter-Kolonnen-Reaktors, der besteht aus N Behältern und bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird, nach Anspruch 3 oder 4, worin eine primäre irreversible Reaktionsgeschwindigkeitsformel verwendet wird, die von einem Reaktionsmodell abgeleitet ist, bei dem eine Kohle ausschließlich Wasser und Asche in drei Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, einer Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität und einer Komponente mit hoher Unwahrscheinlichkeit, dass sie verflüssigt wird; das verflüssigte Öl und das feste Verflüssigungsprodukt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) werden, die bestehen aus einer verflüssigten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und Asphalthenen, die das verflüssigte Öl enthalten; das übrige verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einem niederen Kohlenwasserstoffgas, Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, Wasser und Schwefelwasserstoff- und Ammoniak-Gasen; und bei dem die Kohle zersetzt wird durch die Reaktion zwischen zwölf Komponenten, bestehend aus den drei Komponenten der Kohle, den vier Komponenten des verflüssigten Öls und den festen Verflüssigungsprodukten, den vier Komponenten des übrigen verflüssigten Produkts und Wasserstoff zu einem verflüssigten Produkt entlang des Reaktionsweges, auf dem eine nachfolgende Reaktion und eine parallele Reaktion einer primären reversiblen Reaktion miteinander kombiniert werden, und bei dem das verflüssigte Produkt teilweise weiter zersetzt wird zu einem anderen verflüssigten Produkt mit einem kleineren Molekulargewicht.
Verfahren zur Abschätzung der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms eines Kohleverflüssigungsreaktors, der besteht aus einem Fraktionierturm-Reaktor, der bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird, worin dann, wenn das verflüssigte Öl oder das feste Verflüssigungsprodukt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer verflüssigten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und Asphalthenen, die das verflüssigte Öl enthalten, und dann, wenn das übrige verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Gruppe aus einem niederen Kohlenwasserstoffgas, einer Gruppe aus Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, einer Gruppe aus Wasser allein und einer weiteren Gruppe, die aus Schwefelwasserstoff- und Ammoniakgasen besteht, die Kohlenwasserstoff-Verbindungsgruppe mit 1 bis 3 Kohlenstoffatomen klassifiziert wird als ein niederes Kohlenwasserstoffgas, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht höher als 220°C bei Atmosphärendruck und unter Ausschluß des niederen Kohlenwasserstoffgases klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 220°C und von weniger als 350°C bei Atmosphärendruck klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 350°C und von weniger als 538°C bei Atmosphärendruck klassifiziert wird als eine verflüssigte Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 538°C bei Atmosphärendruck und eine in Tetrahydrofuran lösliche feste Komponente klassifiziert werden als Asphalthene.
Verfahren zur Abschätzung der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante einer Kohleverflüssigungsreaktion auf der Basis des tatsächlich gemessenen Wertes der Abstrommenge für jede Komponente des N-ten Behälters eines Behälter-Kolonnen-Reaktors, der besteht aus N Behältern und bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird, nach Anspruch 5, worin dann, wenn das verflüssigte Öl oder das feste Verflüssigungsprodukt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer verflüssigten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und Asphalthenen, die das verflüssigte Öl enthalten, und dann, wenn das übrige verflüssigte Produkt in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Gruppe aus einem niederen Kohlenwasserstoffgas, einer Gruppe aus Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, einer Gruppe aus Wasser allein und einer weiteren Gruppe, die aus Schwefelwasserstoff- und Ammoniakgasen besteht, die Kohlenwasserstoff-Verbindungsgruppe mit 1 bis 3 Kohlenstoffatomen klassifiziert wird als ein niederes Kohlenwasserstoffgas, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht höher als 220°C bei Atmosphärendruck und unter Ausschluß des niederen Kohlenwasserstoffgases klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 220°C und von weniger als 350°C bei Atmosphärendruck klassifiziert wird als verflüssigte Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt, ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 350°C und von weniger als 538°C bei Atmosphärendruck klassifiziert wird als eine verflüssigte Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt und ein verflüssigtes Öl mit einem Siedepunkt von nicht weniger als 538°C bei Atmosphärendruck und eine in Tetrahydrofuran lösliche feste Komponente klassifiziert werden als Asphalthene.
Verfahren zur Abschätzung der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms eines Kohleverflüssigungsreaktors, der besteht aus einem Fraktionierturm-Reaktor, der bei einer hohen Temperatur und einem hohen Druck betrieben wird, nach Anspruch 5, worin dann, wenn die Kohle ausschließlich der Asche-Komponente in drei Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, einer Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität und einer Komponente mit einer hohen Unwahrscheinlichkeit, dass sie verflüssigt wird; die Kohlekomponente, die eine primäre irreversible Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Umwandlungs-Reaktion von der Kohle in ein verflüssigtes Produkt bei 450°C von mindestens 0,5/min aufweist, klassifiziert wird als Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, die Kohlekomponente, die eine primäre irreversible Reaktionsgeschwindigkeitskonstante von weniger als 0,5/min und nicht weniger als 10^–4/min aufweist, klassifiziert wird als Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität und die Kohlekomponente, die eine primäre irreversible Reaktionsgeschwindigkeitskonstante von weniger als 10^–4/min aufweist, klassifiziert wird als Komponente mit einer hohen Unwahrscheinlichkeit, dass sie verflüssigt wird.
Verfahren zur Abschätzung der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms am Auslaß eines Reaktionsbehälters, bei dem ein Wasserstoffgas in eine Kohleaufschlämmung eingeblasen wird zur Durchführung einer Verflüssigungsreaktion, das die Stufen umfasst: Annahme einer Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms entsprechend einem Kohleverflüssigungsreaktionsmodell, das vorher aufgestellt worden ist in Bezug auf jede einer Vielzahl von Aufschlämmungen von Kohlearten, die sich in Bezug auf den Grad der Inkohlung voneinander unterscheiden, und Berechnen der Verweilzeit in dem Reaktionsbehälter sowohl für die Gasphase als auch für die flüssige Phase innerhalb des Reaktionsbehälters; Berechnen der Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms auf der Basis der Verweilzeit in dem Reaktionsbehälter, der Zulaufmenge für jede Komponente des Zulaufs in den Reaktionsbehälter und einer primären irreversiblen Reaktionsgeschwindigkeitsformel, die von dem Kohleverflüssigungsreaktionsmodell abgeleitet ist; Erhalten einer Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der primären irreversiblen Reaktionsgeschwindigkeitsformel, die es ermöglicht, dass die berechnete Abstrommenge für jede Komponente und die angenommene Abstrommenge für jede Komponente innerhalb eines vorgegebenen Fehlerbereiches miteinander übereinstimmen; und Erhalten einer Formel, welche die Beziehung zwischen der Kohlekomponente und der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante zeigt, auf der Basis der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante, die für jede Kohleart erhalten wurde, woran sich die Anwendung der die spezielle Beziehung zeigenden Formel auf eine optionale Kohleart anschließt, um so die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante zu berechnen, wodurch die Abstrommenge für jede Komponente des Abstroms auf der Basis des Kohleverflüssigungsreaktionsmodells abgeschätzt wird.
Verfahren zum Abschätzen des Produkts einer Kohleverflüssigungsreaktion nach Anspruch 1, worin dann, wenn die Kohle ausschließlich Wasser und der Asche-Komponente in drei Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Komponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität, einer Komponente mit einer niedrigen Verflüssigungsreaktivität und einer Komponente mit einer hohen Unwahrscheinlichkeit, dass sie verflüssigt wird, wenn das verflüssigte Öl und das feste Verflüssigungsprodukt des Abstroms in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) werden, die bestehen aus einer Komponente mit einem hohen Siedepunkt, einer Komponente mit einem mittleren Siedepunkt, einer Komponente mit einem niedrigen Siedepunkt, und Asphalthenen, die ein verflüssigtes Öl enthalten, und wenn das übrige verflüssigte Produkt des Abstroms in vier Komponenten unterteilt (aufgegliedert) wird, die bestehen aus einer Gruppe aus einem niederen Kohlenwasserstoffgas, einer Gruppe aus Kohlenmonoxid- und Kohlendioxid-Gasen, einer Gruppe aus Wasser allein und einer Gruppe aus Schwefelwasserstoff- und Ammoniak-Gasen, die Beziehung zwischen der Reaktionsgeschwindigkeitskonstante und der Kohlekomponente wie folgt dargestellt werden kann: Formel 35 K32 = K320 × 10A32{(H/C) × VM} + B32 Formel 36 K43 = K430 × 10A43{(H/C) × VM} + B43 Formel 37 K54 = K540 × 10A54{(H/C) × VM} + B54 Formel 38 K63 = K630 × 10A63{(H/C) × VM} + B63 Formel 39 K73 = K730 × 10A73{(H/C) × (VM – O)} + B73 Formel 40 K103 = K1030 × 10A103{(H/C) × O} + B103 Formel 41 K93 = K930 × 10A93(N + S) + B93 Formel 42 K81 = K810 × 10A81{(H/C) × O} + B81 Formel 43 K10 = K100 × 10A10{(H/C) × VM} + B10 worin bedeuten: K32 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung der Asphalthene aus der Kohlekomponente mit der niedrigen Verflüssigungsreaktivität; K43 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung der verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt aus den Asphalthenen; K54 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung der verflüssigten Ölkomponente mit einem mittleren Siedepunkt aus der verflüssigten Ölkomponente mit einem hohen Siedepunkt; K63 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung der verflüssigten Ölkomponente mit einem niedrigen Siedepunkt aus den Asphalthenen; K73 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung des niedrigen Kohlenwasserstoffgases aus den Asphalthenen; K103 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung von Wasser aus den Asphalthenen; K93 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung von Schwefelwasserstoff und Ammoniak aus den Asphalthenen; K81 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zur Bildung von Kohlenmonoxidgas und Kohlendioxidgas aus der Kohlekomponente mit einer hohen Verflüssigungsreaktivität; und K10 die Reaktionsgeschwindigkeitskonstante der Reaktion zwischen Wasserstoffgas und den Asphalthenen, worin H/C das Wasserstoffatom/Kohlenstoftatom-Verhältnis in der trockenen Kohle darstellt; O den Gewichtsanteil des Sauerstoffs, der in der trockenen Kohle enthalten ist; N den Gewichtsanteil des Stickstoffs, der in der trockenen Kohle enthalten ist; S den Gewichtsanteil des Schwefels, der in der trockenen Kohle enthalten ist; und VM den Gewichtsanteil der flüchtigen Komponente, die in der trockenen Kohle enthalten ist, und worin darstellen: A32 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (35), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K32 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen ist; K32₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K32 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die für den Erhalt der obengenannten Beziehung verwendet wurde; B32 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der den Wert angibt, der gleich ist –A32{(H/C) × VM} für den Fall, dass K32 = K32₀; A43 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (36), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K43 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate dargestellt sind; K43₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K43 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der jeweiligen Beziehung verwendet wurde; B43 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der den Wert angibt, der gleich ist –A43{(H/C) × VM}, wenn K43 = K43₀; A54 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (37), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K54 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind; K54₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K54 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet worden ist; B54 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A54{(H/C) × VM}, wenn K54 = K54₀; A63 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (38), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K63 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind; K63₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K63 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde; B63 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich –A63{(H/C) × VM} ist, wenn K63 = K630; A73 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (39), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K73 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind; K73₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K73 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde; B73 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A73{(H/C) × (VM – O)}, wenn K73 = K73₀; A103 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (40), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × O auf der Abszisse und K103 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind; K103₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert für K103 bei (H/C) × O der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde; B103 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A103{(H/C) × O}, wenn K103 = K103₀; A93 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (41), der den Fall abdeckt, worin (N + S) auf der Abszisse und K93 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind; K93₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K93 bei (N + S) der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde; B93 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A93{(N + S) × VM}, wenn K93 = K93₀; A81 die Neigung der Geraden, dargestellt durch die Formel (42), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × O auf der Abszisse und K81 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind; K81₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K81 bei (H/C) × O der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde; B81 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A81{(H/C) × O}, wenn K81 = K81₀; A10 die Neigung der Geraden, dargestellten durch die Formel (43), die den Fall abdeckt, worin (H/C) × VM auf der Abszisse und K10 in einer logarithmischen Skala auf der Ordinate aufgetragen sind; K10₀ einen Teil des Abschnitts der Geraden, welche die Ordinate kreuzt, der den Wert von K10 bei (H/C) × VM der vorgegebenen Kohleart angibt, die zum Erhalt der Beziehung verwendet wurde; und B10 einen Teil des Abschnitts der Geraden, der einen Wert angibt, der gleich ist –A10{(H/C) × VM}, wenn K10 = K10₀.