KR820001972B1 - 다수 재순환 기류를 사용한 석탄 액화 공정 - Google Patents

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Description

다수 재순환 기류를 사용한 석탄 액화 공정

제1도는 석탄액화 공정은 가스화 공정과 결합되지 않는 것을 보여준 도면.

제2도는 석탄액화와 가스화 공정이 결합되는 것을 보여준 도면.

제3도는 증류시킨 액체의 수율을 보여준 도면.

제4도는 일정한 재순환 슬러리 농도에서 공급 석탄농도의 변화 효과를 보여준 도면.

제5도는 일정한 공급석탄 농도에서 재순환 슬러리 농도의 변화 효과를 보여준 도면.

제6도는 공급석탄과 재순환 슬러리의 일정한 합에서 공급석탄농도의 변화효과를 보여준 도면.

제7도는 가스가 액체로 되는 공정을 보여준 도면.

본 발명은, 석탄용매 액화와 산화성 가스화 영역을 포함하는 결합공정에 관한 것이다.

가스화 영역으로의 모든 공급은 용해하지 않는 석탄과 액화 영역으로부터 현탁시킨 광물 잔류물을 포함하며, 가스화영역으로부터 유도된 수소는 액화 영역에서 소비된다.

결합공정에서의 모든 원료 공급석탄은 액화영역으로 직접 공급되고 특별히 원료공급석탄이 아니거나 또는 다른 탄화수소 원료공급을 가스화영역으로 직접 공급된다.

공급 석탄은 역청탄 또는 아역청탄 또는 갈탄일 수 있으며 본 공정의 액화영역은 탄화수소 물질이 광물잔류물로 분해되는 흡열적 예열단계와 탄화수소 물질이 수첨과 수첨 분해되어 탄화수소 가스, 납사, 용해된 액체 석탄, 정상적으로 고체 용해되는 석탄과 광물 잔료물로 구성되는 혼합물을 생성하는 발열적 용해단계 또는 반응단계를 포함한다. 용해단계에서 온도는 발열수첨 때문에 최대 예열온도보다 높게되고 수첨 분해 반응은 용해단계에서 일어난다.

가스 탄화수소와 액체탄화수소 증류물은 액화 영역 생성 분리 단계로 부터 회수된다. 용매액체, 정상적으로 고체용해된 석탄과 현탁시킨 잔류물을 포함하는 용해단계로 부터 잔류 슬러리 부분은 재순환되고 잔류물은 대기압과 진공증류탑을 통과시킨다.

본 발명과 일치해서, 재순환은 다기류에서 일어난다.

정상적인 모든 액체와 가스성 생성물은 증류합 탑상부에서 제거되고 광물 유지물, 즉 고체 용해된 석탄과 액화 영역으로부터의 광물잔류물은 모두 진공탑 밑바닥(VTB)에 남게된다.

비점이 450 내지 850℉(232 내지 454℃)인 정상적으로 액체용해된 석탄 생성물은 "증류액체"와 "액체석탄" 용어로 언급되며 용해된 석탄은 상온에서 액체이고 공정용매를 포함한다.

순환되지 않은 VTB슬러리는 가스화되며 무기광물성 물질과 원료석탄으로부터 용해되지 않는 유기물질(UOM)은 포함하며, 여기서는 함께 "광물성잔류물"로 언급된다.

UOM의 양은 항상 공급석탄의 10 또는 15중량 퍼센트 이하이다. VTB 슬러리는 액체영역으로부터 용해시킨 석탄을 850℉+(454℃+)에서 가스화시키며, 850℉+(454℃+) 용해시킨 석탄은 상온에서 고체이고 여기서는 "정상적으로 고체용해된 석탄"으로 언급된다. 재순환시키지 않은 VTB 슬러리는 여과 또는 다른 고체-액체 분리 단계었이 코크스화 또는 슬러리를 파괴하는 다른 단계없이 일산화탄소와 수소의 혼합물인 합성가스로 전환시키기 위한 슬러리 공급을 받기위해서 부분산화 가스영역으로 전부 통과시킨다.

슬러리는 탄소성 공급물이며 가스화영역으로 공급한다.

산소장치는 생성된 합성가스를 특별히 질소-유리시키기 위해서 가스화 장치로 공급되는 공기로부터 질소를 제거하기 위해서 설치된다. 적어도 합성가스의 한 부분은 수소와 이산화탄소를 치환하기 위해서 이동 반응으로 한다.

황화수소와 함께 이산화탄소는 산가스제거 장치에서 회수되며 특별히 생성된 모든 가스성 수소기류는 액화 영역에서 공정수소로서 소모된다. 공정수소는 합성가스를 저온으으 통과시키거나 또는 일산화탄소기류로부터 수소기류를 분리하는 흡수에 의해서 합성가스로부터 얻어질 수 있다.

수소기류는 공정수소로서 이용되고 일산화탄소 기류는 공정연료로서 이용될 수있다.

잔류시간과 다른 조건은 수첨을 조절하는 액화영역의 용해단계와 수첨분해 반응이 일어나는 곳에서 일반적이다.

본 발명과 일치해서 이들 조건은 450 내지 850℉(232 내지 454℃) 증류액체의 건조 공급석탄에 기준한 수율을 얻기위해서 성립되며 가장 바람직한 성성물은 850℉+(454℃+) 정상적으로 고체 용해된 석탄의 건조공급 석탄에 기준한 수율로다 적어도 35,40 또는 50중량퍼센트 크다.

다음에 논하는 제1도와 제2도는 본 발명 혼합공정이 정상적으로 고체 용해된 석탄수율에 대한 액체석탄의 높은 수율을 제공하는 범위의 공정조건을 사용하여 가장 효과적으로 진행하는 것은 보여준다.

본 발명 결합 공정에서 상대적으로 낮은 용해물질 잔류시간(즉 작은 용해물질 크기)과 상태적으로 낮은 수소소비를 아래 보여주며 생성된 생성물에서 증류시킨 액체는 용해된 석탄 35,40 또는 50중량 퍼센트 또는 그 이상으로 얻어지며, 큰 용해물질과 수소 소비는 정상적으로 고체용해된 석탄을 얻기 위한 증류시킨 액체의 부분에서 생성물을 감소시킨다. 정상적으로 고체 용해된 석탄으로 액체석탄의 상승된 부분은 상대적으로 큰 용해물질과 상대적으로 큰 수소소비가 요구되는 것으로 예견된다.

액체석탄의 부분이 정상적으로 고체용해된 석탄으로 상승된 부분은 액체석탄의 적은 부분이 정상적으로 고체 용해된 석탄으로 요구되는 것보다 적은 가스화로 성취되는 것은 본 발명의 더욱 발전된 것이다.

450 내지 850℉(323 내지 454℃) 증류시킨 액체분류는 가장 가치있는 액화영역 생성물 분류이며 회수되는 것보다 많은 연료 때문에 저비점 생성물 분류보다 더 가치있는 것이다. 반면에 납사 생성물 분류는 연료인 가소린으로 전환하기 위한 개량과 촉매수소 처리에 의해서 등급을 나누는 것이 필요하다.

증류분류는 높은 비점분류가 상온에서 액체가 안되고 광물 잔류물을 포함하기 때문에 높은 비점으로 정상적인 고체용해된 석탄 분류하는 것보다 더욱 가치있는 것이다.

증류된 액체가 상대적인 정상적으로 고체 증류된 석탄으로 되는 부분의 점차적인 증가는 점차적으로 낮은 공정 소비 수준에 의해서 성취되며 반대적인 것도 예견된다. 증류액체를 정상적으로 고체 용해된 석탄으로 만들기 위한 선택적 발전인 본 발명의 혼합 공정에서 수소 소비를 감소시키는 이유는 증류된 액체이고 저비점 생성물 즉 납사와 탄화수소 가스를 확장시키는 것이 아니다.

본 발명과 일치해서 얻어진 증가된 증류액체수율은 정상적으로 고체 용해된 석탄의 수율 감소뿐만 아니라 예견치 않았던 납사와 가스성 탄화수소의 수율 감소에 의해서 얻어질 수 있다.

증류된 액체의 수율은 잔류시간 감소로 점차적으로 증가될 수 있는 반면에 다른 주생성물 분류의 수율은 높고 저비점 탄화수소 분류는 감소된다.

재순환 안된 VTB는 재순환안된 VTB가 가스화 영역을 통과하며 여과, 침적, 비중용매-보조침적과 같은 용해된 석탄으로부터 광물 잔류물의 분리단계가 없고, 광물잔류물을 포함하는 수소가 희박한 화합물로 부터 수소가 많은 화합물의 용매추출고 또는 원심분리를 사용하기 때문에 액화영역에서 생성된 광물 잔류물의 전체 순수수율과 마찬가지로 액화영역에서의 850℉+(454℃+) 정상적으로 고체 용해된 석탄의 전체 순수수율을 포함한다.

가스화온도는 2,200 내지 3,600℉(1,204 내지 1,982℃)이며 액화영역으로 부터 모든 광물물질은 용융하여 용융슬라그를 형성하며 이것을 냉각하고 고체화된 슬라그의 기류로서 가스화로 부터 제거한다. 또한 모든 정상적으로 고체 용해된 석탄은 액화영역이 재순환되거나 또는 가스화되며, 정상적으로 고체 용해된 석탄이 냉각 또는 조작단계 었거나 또는 지연된 유체코크스화단계를 혼합 공정에서 사용하는 것으로 부터 얻어진다. 이들 단계의 모두를 제거 또는 삭제하는 것은 공정의 효율을 증가시키는 것이다.

본 공정에서 진공탑 증류단위의 사용은 정상적으로 액체석탄과 850℉+(454℃+) 정상적으로 고체 용해된 석탄으로부터 가스화 영역으로의 탄화수소 가스의 분리를 보증한다.

액체석탄이 부분산화 가스화 영역으로의 통과는 상대적으로 큰 수소소비가 본 과량 연료를 생성하기 위해서 요구된다.

반대로, 정상적으로 고체용해된 석탄 분류가 낮은 수소함량을 갖고 가스화하기 위해서 적합한 석탄분류가 만들어진다. 액화영역으로부터 얻어진 광물 잔류물은 용매화와 선택성 수첨화와 용해된 석탄이 원하는 생성물로의 수첨분해를 위한 촉매물질로 구성된다. 광물잔류물의 재순환은 증가하며 액화영역에서 농도는 용해된 석탄의 선택성 수첨분해의 비로 증가하며 용해 물질에서 요구되는 슬러리 잔류 시간과 용해물질의요구되는 크기는 감소한다. 증가된 광물 잔류물의 존재하에서 감소된 잔류시간은 석탄전환은 증가시키고, 바람직하지 않은 생성물 형태 즉 정상적으로 고체 용해된 석탄과 탄화수소 가스의 양을 감소시킨다.

광물 잔류물질은 1 내지 20미크론 크기의 적은 입자 형태와 표면적을 증가시킨 촉매작용을 강화한 적은 입자크기로 용해물질 용출 슬러리에서 현탁시키고 광물물질을 증류시킨 액체와 정상적으로 고체용해된 석탄과 함께 슬러리에서 재순환시킨다.

재순환된 증류시킨 액체는 발전적으로 반응하기 위해서 용해잔류시간을 감소하기 위한 기회의 원하지않는 분류에 따라서 공정과 재순환된 정상적으로 고체용해된 석탄을 위해서 용매른 제공한다.

광물 잔류 슬러리의 재순환에 기인한 촉매와 다른 용해된 석탄의 선택성 수첨분해를 경유하거나 마찬가지로 황, 질소와 산소의 증가된 제거로 액화영역의 정상적으로 고체 용해된 석탄 수율이 반 또는 그 이상 감소될 수 있다.

이리해서 광물잔류물 재순환은 결합 액화-가스화공정의 효율에 대해서 효과를 갖는다.

수첨분해는 과량 코우크스가 공정장치상에 형성되고 선택성 수소소비가 제해를 받기때문에 일어나는 발열 반응을 경유해서 억제없이 용해물질 온도를 증가시킴으로서 만족스럽게 성취할 수 없다. 액화공정에서 외부촉매의 사용은 공급석탄의 코스트가 증가하고 공정이 복잡해지므로 외부촉매의 도입때문에 광물 잔류물을 재순환하지 않으며, 촉매사용에 따라 공정효율이 감소된다.

이 때문에 본 공정은 외부촉매 사용을 요구하지 않는다.

본 발명 공정에서 액화와 가스화 영역과 액화영역에서 재순환 기류의 사용 결합방법은 서로 높게 의존하는 공정이다.

850℉+(454℃+) 정상적으로 고체 용해된 석탄의 순수한 수율은 가스화영역을 위한 전체 탄화수소 공급물로 구성된 액화영역으로 부터 얻어진다. 가스화영역은 수소와 결합 공정을 위해서 연료를 생성할 수있다. 850℉+(454℃+) 정상적으로 고체 용해된 석탄의 양과 UOM가스화 영역은 공정수소와 연료 요구에 따라 액화영역으로부터 요구된다.

공정수소와 연료요구는, 상대적인 광물 잔류물질이 액화영역으로 공급 석탄을 재순환 시키는데 영양을 미친다.

왜냐하면 광물 잔류물질의 재순환바와 850℉+(454℃+) 정상적으로 고체용해된 석탄은 가스화영역을 통과하기 위한 액화영역으로부터 얻어진 850℉+(454℃+) 정상적으로 고체용해된 석탄의 순수수율에 대해 영항을 끼치기 때문이다.

재순환광물 잔류물은 용해된 석탄의 전환을 위한 촉매와 정상적으로 고체용해된 석탄의 재순환 물질로 구성되며 정상적으로 고체 용해된 석탄의 순수 수율과 UOM가스화 영역이 광물 잔류물의 재순환 비에 의존하므로 전부 탄화수소성 공급물로 구성된다.

정상적으로 고체 용해시킨 석탄의 수율과 현탁시킨 광물 잔류물과 정상적으로 고체 용해시킨석탄의 재순환비는 서로 보통이 아닌 생성물 선택성-잔류시간을 위해서 정랑되며 제2도에서 설명되고 제1도에 보여준 생성물 선택성 잔류시간 관계와 엄격히 대조되며 상호반응이 없는 공정으로 나타난다.

제1도와 제2도는 본 발명의 450내지 850℉+(232내지 454℃+) 증류시킨 액체 850℉+(454℃+) 정상적으로 고체 용해시킨 석탄의 상승된 부분은 850℉+(454℃+) 정상적으로 고체 용해된 석탄과 액화영역을 재순환시키거나 또는 가스화영역을 통과시켜 가스화영역으로 전체 탄화수소성 공급물을 공급하여 얻어진 현탁시킨 광물 잔류물의 모든 공정에서 임계인 것을 보여준다.

본 발명 공정은 다양한 공정 조건을 상호 교환 작용을 할 수 있는 것이다. 왜냐하면 광물 잔류물-포함 재순환기류는 종래에 있어서 액화영역의 공급슬러리를 포함하는 원료석탄과 혼합하며 공급슬러리 또는 근처 최대 수준에서 모두 고체로하는 것이 필요했기 때문이다. 모든 고체는 펌프 능력문제 때문에 강제로 되지 않는다.

공급 석탄비를 유지하는 한편 공정이 재순환 광물 잔류물의 양을 최대로 얻기 위해서 전체고체 또는 최대 전체 고체가까이 유지시키는 것이 중요하다. 광물 잔류물의 재순환비에서 전체 고체를 강제로 증가시키는 것은 공급 석탄비와 반대로 감소시키는 것이 필요하였었다.

본 발명과 일치해서 액화와 가스화 조작은 높게 충분한 조작방법에서 결합된다. 높은 열에서 액화공정은 정상적으로 고체 용해된 석탄의 보통 수율에서 가스화공정보다 효과가 있으며 1978년 5월 12일에 출원된 미국특허 출원번호 905,229 결합된 석탄 액화-가스화 공정은 가스화 영역에서 합성가스를 생성할 때 액화-영역의 전체수소 요구량을 공급할 뿐만 아니라 합성가스의 공정 또는 이들로부터 유도된 과량의 일산화탄소 기류에서 직접 연소되므로 전체공정 에너지 요구의 열기준에 대해서 적어도 5 또는 10퍼센트와 100퍼센트까지도 강화한다. 공정에서 요구되는 전체에너지는 전기적 또는 다른 에너지를 포함하나 발열가스화 가열 반응이 물을 가열하는 것으로 여겨지기 때문에 가스화에서 발생된 열을 포함하지 않는다.

공정능율이 액화 영역내에서 언급한 석탄의 전환에 의한 것보다 가스화된 정상적으로 고체 용해된 석탄의 양에서 제한된 증가로 강화될 수 있다는 것은 놀라운 것이며 한편 석탄 가스화는 석탄액화보다 석탄전환의 효과적인 방법이 아닌 것으로 알려져 있다. 공정에너지를 수소 공정으로 부가시켜 요구되는 생성물을 생성하는 것으로 가스영역에 대해 장력을 주며 결합공정의 효율을 감소시키는 것은 예견된다.

더욱이, 원료석탄에 대해서와 같이 미리 수첨시키는 것은 가스화 석탄에 대해 공급이 충분치 못하며 가스화에서 반응은 산화반응이다.

이들 조사에도 불구하고 상기 언급한 1978년 5월 12일에 출원된 미국특허 출원번호 제905,299호에는 혼합액화-가스화 공정의 열효율은 가스화가 합성가스 형태인 공정 연료의 괄목할만한 양 또는 공정수소와 마찬가지로 합성가스로부터 유도된 과량의 일산화탄소기류를 생성할 때 증가한다고 되어 있다.

이미 언급한 특허출원에서 높은 열효율은 공정수소를 생성하기 위한 요구되는 양이 과량으로 합성가스의 연소 가열값에 기준해서 적어도 60퍼센트일 때 성취되며 합성가스 또는 합성가스로부터 유도된 과량의 일산화탄소 기류는 수첨 또는 다른 전환단계 없이 결합공정에서 연료로서 이용된다. 보고된 장치에서, 생성된 합성가스의 대부분은 메탄 또는 메탄올과 같은 다른 연료로서 이용된다. 보고된 장치에서, 생성된 합성가스의 대부분은 메탄 또는 메탄올과 같은 다른 연료로서 이용된다. 보고된 장치에서, 생성된 합성가스의 대부분은 메탄 또는 메탄올과 같은 다른 연료로 전환없이 반응제와 연료로서 공정에서 소비된다. 합성가스는 산가스 제거 단계 또는 사용하기 전의 H₂로부터 CO의 분지를 위한 단계에서 사용할 수 있다. 왜냐하면 가스화는 공급되는 탄화수소성 연료의 모든것을 일반적으로 산화시키지 못하고 제거된 슬라그에서 코우크스로서 손실되며 가스화제는 코우크스와 같은 고체 탄소성 공급물과 액체 상태에서 탄화수소 공급물이 높은 효율로 작용하기 때문이다. 코우크스는 분류된 탄화수소 고체이며 액화탄화수소공급물과 같이 거의 100퍼센트 효율로 가스화될 수 없으며, 액체가스화 공급물의 경우에서 보다 가스화에서 형성된 용융된 슬라그에서 손실되며 장치로부터 탄화수소 물질의 불필요한 손실소모가 있다. 이리해서 용해와 가스화영역사이의 코우크스 사용은 혼합공정의 효율을 감소시킨다.

본 공정에서 코우크스의 전체수율(UOM포함)-1중량 퍼센트이하이고 건조공급 석탄에 기준해서 1-10중량 퍼센트 이하이다. 산화로 강화시킨 가스화 공급물은 가스화 온도를 증가시킨다. 이리해서, 높은 가스화온도가 높은 공정효율을 성취하기 위해서 요구되며 본 발명의 최대 가스화온도는 2,200내지 3,600℉(1,760내지 1,982℃), 일반적으로 ; 2300내지 3200℉(1,260내지 1,760℃), 바람직하기로는 2,400 또는 2,500내지 3,200℉(1,316 또는 1,371내지 1,760℃)가 더욱 바람직하다.

더욱이 가스화장치를 통과하는 VTB 슬러리는 특별히 물-유리되며 물 또는 스팀의 양을 조절하며 물과 탄화수소 공급물 사이에서 흡열반응에 의해서 CO와 H₂를 생성하기 위해 가스화된다.

본 반응은 열을 소비하며 탄화수소와 산소와의 반응으로 열이 발생되는 CO를 생성한다.

가스화 공정에서 H₂는 가스화단계에 따라 이동반응, 메탄화반응 또는 메탄올 치환 반응에서 원하는 가스화 생성물이며, 많은 물을 사용하는 것이 유익하다. 더욱이, 본 발명 공정에서 합성구스는 상기 언급한 바와 같이 공정연료로서 직접 이용될 수 있으며, 수소 생성물은 CO,H₂와 같은 열소비를 하는 CO의 생성물과 비교해서 감소된 것이다. 더욱이 본 발명의 상승된 가스화 온도는 탄화수소 공급물의 완전한 산화를 되게하며 생성물은 H₂와 CO의 몰비가 0.8 또는 0.9이하로 높은 가스화 온도에서 합성가스 생성물과 평형을 이룬다. 더욱이 상기 언급한 바와 같이 본 평형은 일산화탄소가 공정 연료로서 사용되는 공정에서 손실되지 않는다.

결합 공정에서 모든 원료 공급석탄은 분쇄되고, 건조되며 재순환 슬러리를 포함하는 뜨거운 용매로 혼합한다.

재순한 슬러리는 일반적으로 가스화영역을 통과하는 슬러리보다 묽으며 이러한 이유는 진공증류된 것이 아니고 450내지 850℉(232내지 454℃) 증류된 액체를 포함하며 용매기능을 갖기 때문이다. 재순환 슬러리, 수소와 원료 석탄은 불길이 있는 예열지역으로 통과한 후 반응기 또는 용해지역을 통과한다.

톤당 30,000내지 60,000SCF(0.93내지 1.86M³/kg)이다.

예열단계에서 반응물질의 온도는 예열외부온도가 680내지 820℉(360내지 438℃) 바람직하기로는 700내지 760℉(371내지 404℃)가 되기 위해서 점차적으로 증가한디.

석탄은 본 온도에서 부분적으로 용해되고 발열적 수첨과 수첨 분해반응이 시작된다.

열은 용해에서 발열 반응으로 발생되며 상대적으로 균일한 온도이며, 반응물질의 온도는 800내지 900℉(427내지 482℃), 바람직하기로는 840내지 870℉(449내지 466℃)의 범위로 상승한다. 용해영역에서 지체시간은 예열지역에서 보다 길다.

용해온도는 적어도 20,50,100 또는 200℉(11.1, 27.1, 55.5 또는 11.1℃)이며 예열기의 외부온도보다 높다.

예열과 용해단계에서 수소 압력은 1,000내지 4,000psi(70내지 280kg/㎠)이고 바람직하기로는 1,500내지 2,500psi(105내지 175kg/㎡)이다.

수소를 한번 또는 여러번 슬러리에 첨가하며 수소의 일부분을 예열기의 출구로 넣기전에 슬러리에 첨가한다.

부가적인 수소는 예열기와 용해기 및/또는 용해기 자치에서 수소냉각사이에 첨가한다.

냉가수소는 반응온도 수준을 유지하기 위해서 용해기에서 필요할때 다양하게 주입되며 코오크스화 반응물질을 제거한다.

제1도와 제2도는 그라프적 표시이며 본 발명을 설명하는 것이다.

제1도는 가스화기와 결합되지 않은 석탄 액화 공정을 나타내며, 제2도는 본 발명의 결합된 석탄액화-가스화공정을 나타낸 것이다.

이들 도포는 건조공급석탄에 기준한 450-850℉(232-454℃) 증류시킨 액체의 중량 퍼센트 수율과 850℉＋(454℃+) 정상적으로 고체용해된 석탄의 중량 퍼센트 수율에 대한 용해가 슬러리를 잔류시간에관한 것이며, 제1도와 제2도는 C₁내지 C₄가스류; (5-450℉(232℃) 납사; 불용성 유기물질의 중량퍼센트 수율과 공급석탄에 기준한 소비된 수소의 중량 퍼센트 수율의 다양한 지체시간에서의 중량 퍼센트 수율을 보여준다.

제1도와 2도에서 보여준 수율은 액체영역의 중량기준, 습기-유리 공급석탄에 기준한 순수각율 이며 액화영역용 출기류로부터 모든 재순환 물질을 제거한 후 얻어진다.

제1도와 제2도의 공정 용해기는 860℉(460℃) 온도와 1700psi(119kg/㎡)의 수소압력에서 조작되며 용해기 기체시간은 억제없이 변화되는 공정 조건이다. 제1도와 제2도에서 설명된 공정은 공급 슬러리를 위한 전체고체의 50중량 퍼센트로 관찰되며 원료공급 석탄과 재순환 광물 잔류슬러리를 포함한다.

본 전체 고체수준은 공급슬러리의 펌프능력에 제한을 받는다. 표 1공정에서 고체슬러리의 고체농도는 공급석탄의 30중량 퍼센트와 재순환 고체의 20중량 퍼센트로 하며 재순환 고체에 대한 공급석탄의 비는 공정에서 액화조작이 가스화 조작과 결합되지 않기 때문에 일정하게 유지할 수 있다.

즉 VTB는 가스화장치로 공급하지 않는다.

제2도의 공정에서 고체슬러리의 전체고체 함량은 50중량 퍼센트인 반면에 공급 슬러리에서 ,석탄과 재순환고체의 부분은 액화영역이 공정수소 생성을 위한 이동 반응기를 포함하는 가스화장치와 결합되기 때문에 변화하며, 이러한 방법에서 용해 용출 고체는 가스화장치 허용되는 양에서 액화영역의 요구되는 전체수소를 공급하면서 가스화 장치로 통과 시킨다(VTB로서).

제2도 도면에서 재순환을 위해 이용할 수 있는 고체-포함슬러리의 양과 마찬가지로 재순환 고체에 대한 공급석탄의 비는 가스화장치에서 요구되는 고체-포함 슬러리의 양으로 결정한다.

제1도는 액화와 가스화영역이 결합하지않을 때를 보여주나 액화 영역은 생성물 재순환기류로 제공되며, 450-850℉(232-454℃) 증류된 액체 수율을 공급석탄에 기준해서 약 27중량 퍼센트에서 안정하게 남으며 보여준 기간동안 지체시간이 증가되는 반면에 850℉+(454℃+) 고체석탄은 지체시간이 증가함으로서 감소된다.

제1도는 증류된 액체의 수율을 보여주며 이것은 가장 바람직한 생성물 분류이며 지체시간에 관계 없이 27중량 퍼센트이상 증가하지 않는다. 또한 제1도는 450-850℉(232-454℃) 액체석탄의 수율을 보여주며 이것은 가장 바람직한 생성물 분류이며 1.15시간과 그 이상의 용해장치 지체시간에서 고체석탄의 수율보다 적어도 50퍼센트 크다. 제1도의 수직점선은 지체시간이 1.15시간이며 고체석탄의 수율은 18중량퍼센트이고 증류된 오일의 수율은 27중량 퍼센트이다.

즉 약 50퍼센트 높은 것을 보여준다. 정상적으로 고체용해된 석탄상 액체석탄의 50퍼센트수율은 1.15시간 이하의 지체시간에서 감소하나 1.15시간 이상과 1.5시간 이하의 지체시간에서 증가한다. 제2도는 공정을 설명하는 것이며 액화영역은 가스화 장치로 결합되고 액화영역은 생성재순환기류로 제공되며, 수직점선은 정상적으로 고체용해된 석탄상 액체석탄의 50퍼센트 수율은 1.4시간의 용해장치 지체시간에서 성취된다.

1.4시간의 용해 지체시간에서 정상적으로 고체 용해된 석탄수율은 17.5중량퍼센트인 반면에 액체석탄수율은 26.25중량퍼센트이다. 즉 약 50퍼센트크다. 증류된 액체서 발전적인 수율은 결합되지 않은 장치에서 1.15시간의 낮은 지체시간에서 얻어진다.

용해물질크기의 상태적으로 발전적이 아닌것은 명백하여 적은 가스화크기에 의해서 보상되지 않으며 진행에서 결합된 액화-가스화 조작은 정상적으로 고체석탄상 액체석탄의 고려할만한 발전적인 수율을 얻는다. 결합된 시스템에서 상대적으로 발전적인 아닌것은, 결합된 시스템에서 지체시간은 1.4시간이 증가하하며 정상적으로 고체 용해된 석탄상액체석탄의 발전적인 수율은 50퍼센트 이하로 떨어지기 때문에 용해장치 지체시간 증가로 증가한다. 비교에서 제1도는 결합되지않은 시스템에 정상적으로 교체 용해된 석탄상 액체석탄의 발전적인 수율은 1.15지체시간 이상 증가로 50퍼센트 이상 증가한다.

본 발명의 결합된 공정에서 850℉+(454℃+) 정상적으로 고체용해된 석탄상 450 내지 850℉(232 내지 454℃) 액체석탄의 발전적인 수율은 바람직하기로는 35,40 또는 50중량퍼센트이고 적어도 60,80 또는 100증랑퍼센트 또는 그 이상이다. 액체석탄 수율과 제2도의 수직 점선에서 정상적으로 고체용해된 석탄 수율은 각기 제1도의 수직점선에서 상용하는 생성율의 수율에 대해서 거의 일치한다.

더욱이, 제2도의 수직 점선에서 특별히 괄목할만한 평형은 용해지체 시간에서 감소이며, 450-850℉(232-454℃) 액체석탄 생성물 분류의 수율이 제1도의 공정에서 얻어질 수 있는 450-850℉(232-454℃) 액체석탄의 수율로 증가하며 용해지체 시간이없다. 괄목할만한 것으로는, 평행의 지체 시간에서 증가없이 감소이며, 제2도의 수직 점선으로 표시되며 450-850℉(232-454℃) 액체 석탄 분류는 상기 최대수준으로 증가하며 제1도의 공정에서 용해장치 지체시간 없이 성취될 수 있다.(즉, 27중량 퍼센트이상, 바람직하기로는 28,29 또는 30중퍼센트이상)

제2도에서 결합된 액화-가스화장치에서 증류된 액체의 발전적인 수율은 1.4시간 이하의 용해장치 지체시간에서 50퍼센트 이상 증가하며 이것은 놀랄만한 일이며 또한 제1도에서 대각선으로 반대 위치이며, 1.15시간 이하의 지체시간에서 증류된 액체가 점차적으로 감소되기 위해서 50퍼센트 수율이다.

본 발명의 제2도에서는 감소된 용해물질과 감소된 수소소비는 1이하, 0.8이하, 또는 0.5시간, 또는 그이하의 용해장치 지체시간에서 점차적으로 증가하는 것을 보여준다. 제2도에서 보여주는 중요한 것인 액체석탄이 정상적으로 고체 용해된 석탄으로의 점차적으로 증가된 비는, 점차적으로 적은 수소 소비에 의해서 성취되며, 요구되는 가스화크기의 적은 것으로 나타난다. 상기 지적한 바와 같이 이것은 획기적인것이며 이유는 결합공정에서 선택적으로 발전적인 것은 증류된 액체의 수율로 직접 만들 수 있기 때문이다.

제2도는 얻어진 액체석탄에서 증가는 고체석탄의 수율에서 감소될 뿐만 아니라 납사와 가스성 탄화수소의 수율감소로 예견치 않게 성취될 수 있다. 이리해서 예상치 않았던 액체석탄 수율은 점차적으로 증가하는 반며 모든 다른 생성물의 수율은 증가하고 저비점 생성물을 감소한다.

본 발명의 결합된 석탄 액화-가스화 장치에서 액체석탄과 상적으로 고체용해된 석탄의 상대적인 수율에 대한 지체시간의 놀라운 효과를 발견하게 된다.

본 발견은 제2도에서 부분적으로 설명되며, 건조석탄 농도와 재순환고체(재순환 광물 잔류물) 농도를 보여주며, 각각, 결합장치에서 세가지 다른 용해 지체시간의 공급 슬러리에서 50중량 퍼센트의 공급 슬러리를 위한 전체 고체 억제를 갖는다.

제2도에서 보여준 바와 같이, 감소된 용해장치시간은 증가된 재순환 고체농도와 감소된 건조석탄 농도로 성취되며, 공급슬러리에서, 높은 재순환 고체수준의 유익한 효과를 지시한다.

본 발견은 제3도에서 더욱 잘 설명되며 수소 균형에서 결합된 액화-가스화장치와 전체 고체 역제를 갖는 공급슬러리 혼합탱크로 생성물 재순환을 이용한 것에 대한 데이타를 보여준다.

제3도는 이러한 장치의 억제하의 것을 보여주며 용해장치 지체시간 유도에서 감소는 슬러리에서 공급유도된 재순환 광물 잔류물의 증가된 농도때문에 액체석탄 수율이 증가하며, 일정한 전체고체 수준의 석탄농도에서, 지시된 감소에서 고유이다. 제3도의 내부 상수는 450 내지 850℉(232 내지 454℃) 증류된 액체의 수율은 공급슬러리에서 공급석탄 플러스 재순환 고체(50과 45중량 퍼센트)의 두억제 수준에서 다양한 지체시간에서 얻어지는 것을 보여준다.

제3도에서 두 억제 전체고체의 각기 증가된 증류된 액체수율은 용해 장치 지체시간에서 감소로 보여 준다. 한편 제3도는 억제 장치에서 증류된 액체의 수율에서 증가는 공급슬러리에서 원료석탄의 감소된 농도에 의해서 성취되고 공급슬러리에서 전체고체 수준은 제3도의 두선에 따라 일정한 것을 보여주며 제3도는 액체석탄의 수율에서 증가는 공급 슬러리에서 원료석탄에 대한 재순환 광물 잔류물의 비에서 증가로 유도되는 것을 보여준다.

제2도와 제3도는 제4,5도와 6도에서 확장되며 제4도는 재순환 슬러리의 일정한 농도에서 액체석탄의 수율에 대한 공급슬러리에서 원료석탄의 농도에서 증가 효과를 보여준다.

제5도는 원료공급석탄의 일정한 농도에서 증류된 액체의 수율에 대한 공급 슬러리에서 재순환 광물 잔류물의 농도에서 증가효과를 보여주며 최종적으로, 제6도는 공급석탄 플러스 재순환 고체 잔류물의 농도에서 원료석탄이 공급슬러리에 포함될때 공급슬러리에서 원료석탄의 농도에서 변화효과를 나타내며 제4도와 5도의 비교는 공급석탄 농도와 재순환 슬러리 농도에서 증가하나 공급 슬러리에서 각기 증류된 액체의 수율이 증가하며 증류된 액체의 수율에 대한 재순환 슬러리 농도에서 변화효과는 공급석탄 농도에서 약 6배의 변화효과를 보여준다.

제6도는 제4도와 제5도의 데이타를 합한 것이며 공급석탄 농도에서 어떠한 증가를 보여주며 이것은 재순환 고체의 확장에서 일어난다. 즉 전체 고체가 억제일 때 실제적으로 증류된 액체수율은 마이너스효과를 갖는다.

상기 언급한 바와 같이, 높은-고체 슬러리를 펌프하는데 어려움이 증가하기 때문에(45 도는 50중량 퍼센트 고체보다 큼) 전체고체 억제수준은 공급슬러리를 이하는데 필요하다. 공급슬러리에서 전체고체 함량은 분쇄시킨 원료공급석탄과 재순환 광물 잔류물을 포함하며 광물 잔류물의 양에서 플랜트 용량제한은 공급슬러리로 재순환될 수 있다. 더욱이 제4,5와 6도는 상기 기술한 바와 같이 결합된 시스템을 보여주며 상기에서 공급 슬러리 기류는 전체고체 억제하인 것을 보여주여 증류된 수율상 광물잔류물의 재순환비에서 증가효과는 원료석탄의 공급비에서 증가효과의 약 3배이다.

본 발명 때문에, 본 발명과 일치해서, 재순환 광물-포함 슬러리의 비에서 증가의 증류된 액체수율에 대한 발전적인 효과는 이차 슬러리 기류가 공급슬러리의 액화영역으로 독립적으로 재순환에 의해 확장된다. 본 이차 재순환 기류는 원료석탄-포함 공급 슬러리를 재순환되며 첫째, 재순환 기류로서 같은 출처로부터 유도될 수 있거나 또는 액화영역에서 다른 출처로부러 유도될 수 있다.

예를들면 이차 재순환기류는 용해영역으로부터 희석광물 잔류물 기류의 부분으로 구성되거나 또는 가스화영역에 따라 농축시킨 광물잔류물-포함 VTB의 희석되거나 또는 희석되지 않은 부분으로 구성될 수 있다. 광물 잔류물-포함 재순환기류에 부가시키는 원료석탄 공급슬러리의 독립적인 하나 또는 다수 광물잔류물-포함 재순환 기류의 사용은 본 발명과 일치해서 이중의 발전이 있는 공급슬러리 혼합탱크 로도입한다.

첫째로, 촉매성효과의 확장을 제공하며 높고 낮은 비점 생성물의 수율 손실에서 증류된 액체 수율로 석택된다.

두째로, 재순환 슬러리가 정상적으로 고체용해된 석탄의 많은 부분을 포함하기 때문에, 원하지 않는 생성물 분류의 전도를 위한 기회를 제공할 분만 아니라 용해기 지체시간을 감소시키며 효과는 증류시킨 액체의 선택적인 발전을 강화하는데 상기 기술에서 보여주고 있다. 이리해서, 이차 재순환 기류의 사용은 촉매 선택성 효과와 동시에 일어나는 액화 지체시간 장소를 확장시키며 첫째 광물 잔류물 재순환 기류에의한 발전적인 성취를 확장시킨다.

상기에서 보여준 바와 같이 증류된 액체 수율에서 선택적으로 발전적인 감소된 지체시간을 결합된 액화-가스화 시스템의 원료 석탄-포함 공급슬러리를 위해서 전체고체 억제수준에 조작되는 것을 명백하게하며 지체시간의 발전은 시스템에 속하는 이차 광물 잔류물-포함슬러리 기류의 재순환에 의해 성취된다.

상기에서 보여주는 것은 감소된 지체시간이 가스화 시스템으로 결합되지 않은 액화 시스템에서 본 발명의 선택적인 발전을 제공하지 않는다.

이차 광물 잔류물 재순환 기류의 완전한 발전은 액화영역에서 촉매성광물의 강화된 수준과 감소된 지체시간을 포함하므로 결합된 액화-가스화 조작에 대해 명백하다.

이차 재순환기류는 예열기를 바이패스 시킬 수 있고 용해기 또는 용해기입구 슬러리로 직접 도입되는 반면에 예열기와 용해기에서 공급석탄의 용해는 용해기 슬러리에서 고체함량을 공급슬러리에서 고체수준 보다 낮은 수준으로 감소시킨다. 예를들면 만약 공급 슬러리의 고체함량이 30중량 퍼센트 공급석탄과 20중량 퍼센트 재순환고체로 구성된다면 후에 공급석탄은 부분적으로 용해 되어용해 되지 않은석탄을 남기고공급석탄으로 부터 유도된 광물 잔류물은 용해기 슬러리의 오직 20중량 퍼센트로 구성된다.

반면에 용기 고체는 20중량 퍼센트 재순환 고체와 용해되지 않은 공급석탄과 공급석탄으로 부터 유도된광물 잔류물의 20량퍼 센트로 구성되며, 용해기는 용해기슬러리에 기준한 10중량 퍼센트 광물 잔류로 구성되는 이차 재순환 기류를 받아들여 용해기 슬러리에서 전체고체 함량을 50중량 퍼센트의 억제수준으로 증가시킨다. 이리해서, 이차 재순환 슬러리에서 고체의 양은 공급석탄의 용해에 기인한 슬러리 공정에서 고체수준의 감소를 위해서 전체 또는 부분적으로 공급할 수 있다.

이차 재순환 기류는 공정 슬러리가 같은 최대 전체 고체 억제수준을 계속적으로 유지하게하며 공급슬러리와 마찬가지로 석탄 용해공정과 공정 슬러리 결과는 재순환 광물 잔류물이 공급석탄으로 공정을 통과하는 동안 점차적으로 증가한다.

제6도는 발전적인 성취를 설명하는 것이며 이차 재순환 기류는 용해용출 슬러리에서 상대적으로 닫혀지거나 또는 같은 전체 고체수준이 공급슬러리에 서액화영역으로 도입되는 것을 가능하게 한다.

전기술은 석탄액화와 가스화의 혼합으로

"SRC-Ⅱ공정-가스화-액화 제3판 국제참조 피츠버그 유니버시티", August 3-5, 1976 B.K 슈미드와 D.M 잭슨 저에 기술되어 있다.

본 기술은 석탄 액화-가스화 공정의 혼합물 보여주며 유기물질은 공정을 위한 요구되는 수소생성을 위해액화 영역으로부터 가스화영역으로 통과 시킨다. 더욱이, 본 기술은 싱글 기류의 재순환을 보여주며 본기류는 액화영역을 위한 공급슬러리 혼합탱크로 재순환된다. 다른 재순환 기류는 기술되어 있지 않다.

본 발명의 혼합공정 진행도표는 제7도로 설명된다.

건조, 분쇄시킨 원료석탄 전체원료 석탄 공급물을 선(10)을 통하여 슬러리 혼합탱크(12)로 통과시키며 선(14)로부터 뜨거운 용매-포함 재순환 슬러리로 혼합한다.

선(16)안에서 용매-포함 재순환 슬러리 혼합물(석탄 1부에 대해서 슬러리 중랑 1.5-2.5부 범위)을 약50내지 55중량 퍼센트의 억제성 전체고체 수준에서 유지시키고 왕복펌프(18)로 펌프하고 선(20)을 통하여 재순환 수소로 혼합하고 선(24)와 용해장치(26)으로부러 예열관(22)를 통과시키기 전에 선(92)를 통하여 수소를 주입한다.

수소와 공급석탄의 비는 약 40,000SCF/ton(1.24M³/kg)이다.

예열기의 출구에서 반응물질의 온도는 700내지 760℉(371내지 404℃)이며 본 온도에서 석탄은 재순환용매에서 부분적으로 용해되고 발열수첨과 수첨 분해반응이 시작된다.

온도는 예열기튜브의 길이에 따라 점차적으로 증가되며 용해장치는 일반적으로 균일한 온도이고 열은 용해장치에서 수첨분해 반응에 의해서 발생되며 840-870℉(449-466℃) 범위로 반응제의 온도를 상승시킨다. 선(28)을 통과시킨 냉각수소를 반응 온도를 조절하고 발열반응의 충격을 완화시켜 용해장치로 주입한다.

용해장치 용출물을 선(29)를 통하여 증기-액체 분리장치(30)으로 통과시킨다. 이들 분리물로부터 뜨가운 증기기류를 열교환기와 부가적인 증기-액체분리단계에서 냉각하고 선(32)를 통하여 제거한다. 이들분리물로부터 액체 증류물을 선(34)를 통하여 대기압분류기(36)으로 통과시킨다.

반응하지 않는 수소, 메탄과 다른 가벼운 탄화수소를, 플러스 H₂S와 CO₂로 구성된 선(32)에서 비농축된 가스를 H₂S와 CO₂를 제거하기 위해서 산가스 제거장치(38)로 통과시킨다. 회수된 황화수소를 황원소로 전환시키며 선(40)을 통과시켜 제거한다. 정제된 가스를 선(42)로 통과시키고 파이프라인 가스인 메탄과 에탄의 과량을 제거하기 위해서 저온장치(44)에서 진행시키고, LPG인 프로판과 부탄을 제거하기 위해서 선(46)을 통과하고 이것을 선(48)로 통과시진다. 선(46)에서 파이프라인 가스와 선(48)에서 LPG는 공정으로부터 이들 물질의 순수 수율을 나타낸다. 선(50)에서 정제된 수소(90퍼센트 순수)는 선(52)의 산가스처리로 부터 남는 가스와 공정을 위한 재순환 수소로 혼합된다.

증기-액체분리기(30)으로 부터 액체슬러리를 선(56)으로 통과시키고 두주기류(58)과 (60)으로 분리시킨다.

기류(58)은 용매, 정상적으로 고체 용해된 석탄과 촉매성광을 잔류물을 포함하는 재순환 슬러리로 구성되며 본 슬러리의 비-순환된 부분은 공정의 주생성물을 분리하기 위해서 선(60)을 통하여 대기압 분류기(36)을 통과시킨다.

분류기(36)에서 슬러리 생성물을 대기압에서 증류시켜 상부 납사기류를 제거하고 선(62)를 통과시키며 반쯤 증류시킨 기류를 선(64)를 통과하과 밑바닥 기류를 선(66)을 통과시킨다. 기류(62)에서 납사는 공정으로부터 납사의 순수수율을 나타낸다. 선(66)에서 밑바닥 기류는 진공증류탑(68)로 통과시킨다.

분류 장치로 공급율의 온도는 조작을 시동하는 것보다 부가적인 예열이 필요없이 충분히 높은 수준에서 정상적으로 유지된다.

선(64)에서 대기압으로부터 연료오일과 선(70)을 통하여 진공탑으로부터 회수된 반쯤 증류된 물질의 혼합은 공정의 주연료오일 생성물을 만들며 선(72)를 통하여 회수된다.

선(72)에서 기류는 450-850℉(232-454℃) 증류된 연료 액체생성물로 구성되고 이들 부분은 공급 슬러리와 석탄-용매비에서 고체농도를 조절하기 위해서 선(73)을 통하여 공급슬러리 혼합 탱크(12)로 재순환될 수 있다.

재순환 기류(73)은 슬러리에 대한 용매의 비로 공정에 굴곡성을 부여하며 분비를 선(58)을 이용한 비로 공정에 맞추지 않게하기 위해서 재순환시키며 또한 슬러리의 펌프능력을 증진시킬 수 있다.

선(73)을 통하여 재순환시키지 않은 기류(72) 부분은 공정으로부터 증류된 액체의 순수 수율이다.

진공탑의 밑바닥 부분은 어떠한 증류액체 또는 탄화수소 가스류 없이 모든 비-재순환된 정상적으로 고체용해된 석탄, 용해되지 않은 유기물질과 광물물질로 구성되며 선(74)를 통하여 부분 산화 가스화영역(76)을 통과한다.

VTB의 부분은 혼합탱크(12)에서 슬러리의 용해장치(26)으로 직접 재순환하기 위해서 선(130)을 통과시켜 본 발명의 2차 재순환 기류를 구성한다.

선(130)에서 고체의 양은 공정에서 용해된 공급석탄의 양을 위해서 보충시켜 용해장치(26)에서 전체 고체함량을 상승하여 공급 혼합탱크(12)에서 고체수준으로 한다.

가스화장치(76)은 수여체와 탄화수소성 슬러리 공급 기류로 맞추고 코우크스와 같은 탄화수소 전환단계가 진공탑(68)과 가스화장치(76) 사이에서 일어나지 않으며 슬러리와 물에서 필요한 재슬러리화를 파괴하게 된다. 슬러리 코우크스에 대한 요구되는 물의 양은 가스와의 효율이 과량을 증기화에서 열소비의 양에의해 감소되기 때문에 가스화에 의해 처음 요구되는 물의 양보다 크다. 가스화장치(76)을 위한 질소-유리산소는 산소장치(78)에서 제조되고 선(80)을 통과하여 가스화된다.

스팀은 선(82)를 통하여 가스화 장치로 공급되며 선(10)을 통하여 공급된 공급 석탄의 전체광을 함량은 선(84)를 통하여 불활성 슬라그로서 공정으로부터 제거하며 가스화장치(76)의 밑바닥으로 부터 방출한다.

합성가스를 가스화장치(76)에서 생성하고 이들 부분을 스팀과 CO는 H₂S와 CO₂를 제거하기 위해서 산가스제거 영역(89)에 의해 수행하여 H₂와 CO₂로 전환하는 이동 반응에 의해서 전환을 위해 선(86)을 통하여 이동 반응기 영역(88)로 통과시킨다. 얻어진 정제된 수소(90 내지 100퍼센트 순수)는 압축기(90)에 의해 공정 압력으로 압축시키고 예열영역(22)와 용해장치(26)을 위해서 수소를 만들므로서 선(29)를 통하여공급한다. 가스화장치(76)에서 생성된 합성가스의 양은 공정에 의해서 요구되는 모든 수소 분자를 공급하나 바람직하기로는 메탄화 단계없이 총열의 5 내지 100퍼센트 사이에서와 공정의 요구되는 에너지로 충분히 공급할 수 있다.

끝날 때쯤, 합성가스 부분은 선(94)를 통하여 산가스제거 단위(96)을 통과하여 이동반응기로 흐르지 않으며 CO₂와 H₂S는 이들로 부터 제거된다.

H₂S의 제거는 합성가스가 연료의 요구되는 주위 표증으로 되므로서 성취되는 반면 CO₂의 제거는 미세열조절이 연료로서 이용될 때 성취될 수 있도록 합성가스의 열 함량을 증가시킨다.

정지된 합성가스의 기류는 선(98)을 통하여 보일러(100)으로 통과한다.

보일러(100)은 연료로서 합성가스의 소비를 제공한다. 물 흐름은 선(102)를 통하여 보일러(100)으로 통과되며 스팀으로 전환되고 선(104)를 통하여 공정 에너지를 공급한다.

(즉 왕복운동펌프(18)과 같은 것을 사용하여)산가스제거 단위(96)으로부터 합성가스의 분리기류를 연료로서 사용하기 위해 선(106)을 통하여 예열기(22)로 통과시킨다. 합성가스는 요구되는 연료로서 공정의 어떠한 곳에서도 사용될 수 있다. 만약 합성가스가 공정에서 요구하는 모든 연료를 충분히 공급치 못한다면 남은 연료와 공정에서 요구되는 연료는 액화영역에서 직접 제조된 비-할증 연료 기류로 부터 공급될 수있다.

이것이 만약 경제적이라면 공정을 위한 모든 에너지는 합성가스로부터 유도되지 않으며 전력과 같은 보이지 않는 공정의 외부출처로 부터 유도될 수 있다.

부가적으로 합성가스는 선(112)를 통하여 이동반응기(114)로 통과하여 일산화 탄소에 대한 수소의 비를 0.6 내지 3으로 증가한다.

본 증가된 수소 혼합물을 선(116)을 통하여 메탄화 단위(118)로 파이프 라인 가스를 전환시키기 위해서 통과시키며 선(26)에서 파이프라인 가스와 혼합하기 위해서 선(120)을 통과시킨다.

만약 공정이 높은 열효율을 성취시킨다면, 선(120)을 통한 가열값에 기증한 파이프라인 가스의 양은 40퍼센트 또는 선(28)과 (106)을 통과한 공정연료로서 사용된 합성가스의 양보다 적다.

정제된 합성가스 기류부분은 선(122)를 통하여 저온 분리 단위(124)로 통과시키며 수소와 일산화탄소는 각기 분리시킨다.

흡수단위는 저온 단위의 장소에서 사용될 수 있으며 과량수소기류는 선(126)을 통하여 회수되고 선(92)에서 만들어진 수소기류와 혼합될 수 있으며 독립적으로 공정의 생성물로서 액체 또는 고체영역을 통과시킨다. 과량의 일산화탄소기류는 선(128)을 통하여 회수되고 선(98) 또는 선(106)에서 공정 연료로서 사용된 합성가스로 혼합될 수 있으며 판매될 수 있고 공정연료 또는 화학공급 물질로서 독립적으로 사용될 수 있다.

제7도는 공정의 가스화단면이 액화단면으로 되는 것을 보여준다. 가스화단면(VTB)로 전체공급은 액화단면으로 부터 유도되고 모두 또는 가스화단면의 가스생성물 대부분은 반응제 또는 연료로서 공정에서 소비된다.

Claims (1)

1. 탄화수소 가스, 용해된 액체석탄, 용해된 고체석탄 및 현탁된 무기 잔류물로 구성된 액화영역 유출혼합물을 생성할 수 있도록 탄화수소물질을 수첨분해하고 무기잔류물로부터 탄화수소 물질을 용해시키기 위해서, 광물함유 공급만, 용해된 재순환 액체석탄 용매, 실온에서 고체이고 용해된 재순환 석탄과 재순환 광물 잔류물로 구성된 액화영역 공급슬러리와 수소를 석탄 액화영역으로 도입하고, 상기 용해된 액체 석탄,용해된 고체석탄 및 광물 잔류물중 일부를 상기 액화영역 공급 슬러리에 재순환하고, 상기 액화영역 공급슬러중 광물 잔류물과 상기 용해된 고체성분의 다른 부분을 상기 액화영역에 재순환 하고, 상기 액화영역에서는 454℃+에서 용해된 고체석탄보다 232 내지 454℃에서 용해된 액체 석탄을 재순환 시킨 후에 더많은 수율을 얻고, 상기 액화 영역의 광물 잔류물과 용해된 고체 석탄의 거의 모든 함량을 함유하는 기화기 공급 슬러리를 생성하기 위해서, 재순환되지 않은 고체 용해석탄과 광물 잔류물로부터 용해된 액체 석탄과 탄화수소 가스를 분리하고, 탄화수소 물질을 합성가스로 전환하기 위해서 산화영역을 포함하는 가스화 영역으로 상기 가스화기 공급슬러리를 도입하고, 상기 합성가스중 적어도 일부를 가스상 수소-농축유체로 전환시키어, 처리수소를 공급하기 위해 상기 수소농축-유체를 상기 액화영역으로 도입하여, 상기가스화 영역으로 공급된 탄화수소 물질의 양이, 상기 액화 영역에서 필요한 모든 수소를 생성하기에 충분한것을 특징으로 하는 복합 석탄 액화-가스화 방법.

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