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WO2007090585A1 - Verfahren und vergasungsreaktor zur vergasung mit flüssigschlackeabzug - Google Patents

Verfahren und vergasungsreaktor zur vergasung mit flüssigschlackeabzug Download PDF

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WO2007090585A1
WO2007090585A1 PCT/EP2007/000940 EP2007000940W WO2007090585A1 WO 2007090585 A1 WO2007090585 A1 WO 2007090585A1 EP 2007000940 W EP2007000940 W EP 2007000940W WO 2007090585 A1 WO2007090585 A1 WO 2007090585A1
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WO
WIPO (PCT)
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gasification
zone
nozzle plane
bed
oxygen
Prior art date
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Ceased
Application number
PCT/EP2007/000940
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English (en)
French (fr)
Inventor
Bernd Meyer
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
RWE Power AG
Original Assignee
RWE Power AG
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
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Publication date
Application filed by RWE Power AG filed Critical RWE Power AG
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    • C10J2300/18—Details of the gasification process, e.g. loops, autothermal operation
    • C10J2300/1838—Autothermal gasification by injection of oxygen or steam

Definitions

  • the invention relates to a method and a gasification reactor for the gasification of solid carbonaceous materials under elevated pressure in interconnected gasification chambers using gasification agents containing free oxygen, wherein dust-laden raw gas on the top side and liquid slag are withdrawn from the bottom.
  • a process for fluidized-bed gasification with liquid slag removal is known, for example, from DE 103 43 582 A1.
  • Subject of the application DE 103 43 582 A1 is a method in which over a bottom slag bath a reaction space for largely residual gasification of existing predominantly pyrolysis, carbonaceous bottom product, and above a separation bed are provided, wherein the separation bed the reaction space above the slag bath of the fluidized bed separates.
  • DE 103 43 582 A1 assumes that, due to the clear separation of the reaction spaces, a wide variety of fuels can be used while at the same time achieving almost complete carbon conversion.
  • the empty tube velocity of the gas flowing through the separation bed is limited to low values, according to DE 10343 582 A1 to 0.05 to 1 m / s. If the separation bed can not be flowed through uniformly - this is the case with very fine-grained fuels, fuels with a large grain spectrum and considerable coarse grain fractions and particulate fractions or biogenic fuels with very low apparent density of the residual coke or pyrolysis coke forming the bottom product Separation bed to unsteady flow and in the fluidized bed to form zones of low and zones strong base inflow. (n the consequence, strong local temperature differences build up in the fluidized bed and slagging also occurs.
  • DE 2640 180 A1 describes a process for the gasification of solid fuels, wherein the fuel is gasified in superimposed gasification chambers, at the bottom in a quiescent or quasi-stationary layer and above in a fluidized bed. It is proposed a dry ash deduction by means of a rotary grate, which can be alternatively designed as a tapping generator. Again, it lacks a solution for the slag-free operation of the fluidized bed when using the above-mentioned fuels that do not allow a uniform flow through the quiescent or quasi-stationary layer and no uniform fluidization of the fluidized bed. Attempts have now been made to circumvent the uniformity requirements of the fluidization in the fluidized bed by specifically establishing reaction areas with strong and weak flow reaction areas. For this purpose, so-called spouted bed (bubble bed) - methods or jet-bed (jet-bed) - methods have been proposed, but have the disadvantage that primarily only pulverized fuels can be used.
  • Gasification agent is injected together with pulverized coal via two nozzle planes arranged vertically one above the other.
  • the lower nozzle level is operated with excess oxygen and the upper nozzle level with steam.
  • a jet forms in front of the nozzles, in which the gasification reactions take place preferentially and which have no direct contact with the wall.
  • the slag forming in the lower area flows down the walls and is drawn off.
  • the disadvantage of the solution according to this JP 57174391 A is that only pulverized and pneumatically recoverable fuels can be used.
  • the patent teaches no how the carburetor inner wall in the transition region between underside combustion and topside endothermic gasification in continuous operation kept free of slag and how can be avoided that unvergaster residual coke is withdrawn with the slag.
  • the reaction chamber of the gasification according to JP 59053592 A is to be separated into a jet bed reaction space arranged at the top and a fluidized bed reaction space arranged underneath, wherein both reaction spaces are connected to one another by a constricted opening.
  • the upper jet-bed reaction space is supplied with pulverized coal, while coarser fluidized bed coal is supplied to the lower fluidized bed reaction space.
  • Liquid slag should flow from the upper jet bed reaction space into the lower fluidized bed reaction space, which is operated at moderate temperatures below the ash softening point.
  • the invention is therefore based on the object to improve the gasification with liquid slag withdrawal of the type mentioned so that a variety of solid fuels with a broad grain band at the same time Achieve almost complete carbon turnover can be used.
  • the invention is further based on the object to provide a gasification reactor for carrying out the method.
  • first gasification agents are introduced into a slag bath gasification zone with which the most extensive residual gasification of a carbonaceous bottoms product leaving a first spouted bed gasification zone at the bottom is carried out at temperatures above the ash flow point,
  • second gasification agents are introduced into the slag bath gasification zone and into the first spouted bed gasification zone with which the partial gasification of a carbonaceous bottoms product leaving a second spouted bed gasification zone at temperatures above the ash melting point above of the ash refuse point is carried out
  • That third gasification agents are introduced into the second Spouted -bed - gasification zone on the underside, with which the predominant gasification of the carbonaceous materials, which are introduced into this zone, is carried out at temperatures in the range below the ash-laying temperature to above the ash flow, and
  • the partial gasification of a carbonaceous overhead product, leaving the second Spouted-bed - gasification zone on top is carried out at temperatures below the ash temperature.
  • Essential to the invention is the embodiment of the method according to the fuel properties.
  • these are the ash behavior, characterized by the ash-laying temperature, ash melting point and ash flow point, grain size or piece size of the fuel and the grain size and the apparent density of the pyrolysis coke that forms.
  • the ash melting point or the ash pour point of different fuels usually vary between 800 to 1300 0 C or 1,000 and 1,500 0 C.
  • the ash transfer temperature is the temperature at which it of under the respective gasification conditions to operational interfering caking of ash on the walls of the gasifier or Rohgasabganges comes.
  • the ash-laying temperature is close to below the ash melting point and, among other factors, depends on the proportion and grain size of the free ash on the carbonaceous material.
  • the ash-laying temperature can not be predetermined theoretically or experimentally, but is determined in the gasification operation.
  • Fine-grained fuels are those with a grain size of about 0 - 1 mm understood as coarse-grained ones with a grain size of about 0 - 50 mm and lumpy or lumpy ones with an edge length of 50 mm up to 1m.
  • Coarse fuels are, for example, biomass compactates (pre-shredded straw bales and the like).
  • the pyrolysis cokes are fine-grained (approx. ⁇ 1 to 5 mm) to coarse-grained (approx. ⁇ 20 mm).
  • the former are usually of high volatility Fuels (biomass, plastics, low-carbon coals), the latter, however, low-volatile fuels (mainly coal).
  • the gasification reactions are carried out as follows.
  • the slag bath - gasification zone consists of flame areas, which form before the injection sites of the gasification center) and which are directed into the center of the gasification room.
  • the Schlackebad - gasification zone forms, in simplified terms, a reaction area in which run as far as possible, the exothermic gasification reactions.
  • the vapor / oxygen ratio of the first gasification agent is adjusted according to the ash flow point so that the gasification temperatures in the entire reaction region significantly exceed the ash flow point.
  • the composition of the first gasification agents themselves have values for the steam / oxygen ratio of 0.5 to 1, 5 kg / m 3 in proven advantageous according ash pour points of about 1500-1000 0 C.
  • the partial gasification of the carbonaceous bottoms product leaving the bottom of the second spouted bed gasification zone is carried out at temperatures in the range above the ash melting point to above the ash flow point.
  • An exothermic and an endothermic reaction zone are formed.
  • the exothermic reaction zone in which predominantly the exothermic gasification reactions take place, consists of the flame zone in front of the injection sites of the second gasification means and the region of the upward center flow, which is formed as a spout flow.
  • the Spo ⁇ t flow is achieved in that the second gasification agent burn through the bed of solids of the first Spoutedbed - gasification zone channel-like and thereby form upward flow channels.
  • the endothermic reaction zone in which the endothermic gasification reactions are provided, occupies the remaining space of the first spouted-bed gasification zone, which is more or less formed as a loose fixed bed.
  • the still occurring gas release by post degassing of the pyrolysis coke in the fixed bed contributes.
  • solids are constantly carried into the exothermic reaction zone by gravity and shear forces and gasified.
  • gasification temperatures above the ash flow point and in the endothermic reaction region gasification temperatures above the ash melting point are set.
  • the carbonaceous materials include the feedstocks to be gasified, the bottom carbonaceous product leaving the entrained flow gasification zone and separated dust introduced into the second spouted bed gasification zone via the recycle system.
  • an exothermic and an endothermic reaction region are formed.
  • the exothermic reaction area consists of the flame area before the injection sites of the third gasification means and the area of upward center flow which is formed as a spout flow.
  • the gas velocity is increased abruptly, since here the majority of the gasification gas is formed and the volatile constituents of the fuel are released spontaneously.
  • the typical loosened spout flow is formed at the level of the injection of this third gasification agent with centrally ascending solid fountains and so-called kidney flow.
  • the latter includes the central upward flow of gas and solid and the peripheral downflow, predominantly of solids.
  • the endothermic reaction area predominantly covers the area of this peripheral downflow. It is increasingly forming upwards towards the middle of the second spouted-bed gasification zone. The endothermic reaction area thus envelops the exothermic reaction area and protects the carburetor walls and the gasification agent nozzles from slagging.
  • the vapor / oxygen ratio of the third Vergas ⁇ ngsstoff is chosen so that set in the exothermic reaction region gasification temperatures above the ash flow point and in the endothermic reaction region gasification temperatures below the Ascheverlegungstemperatur.
  • values of 0.3 to 2 kg / m ⁇ N. proved to be suitable.
  • the value range to be selected for the respective fuel is determined on the basis of the fuel properties, in particular the ash melting behavior and the ash-laying temperature, during the operation of the gasifier.
  • the value to be set of the steam / oxygen ratio is regulated either according to a measured temperature, preferably the temperature at the crude gas outlet, or with the aid of the methane content of the raw gas leaving the gasifier. The fact is used that there is a fuel-typical relationship between the temperature at the raw gas outlet and the methane content of the raw gas. The latter can be determined with a short time delay by means of on-line analysis.
  • the entrainment gasification zone flows smoothly out of the second spouted-bed gasification zone, at the level where the renal flow passes into the upward flow.
  • the entrained-flow gasification zone is designed so that a uniform gas-solid flow is present over the entire flow cross-section, in which the solids are more or less less homogeneously distributed.
  • This zone is intended as a uniform reaction area in which only endothermic Gasification reactions occur, with gasification temperatures are set well below the ash-laying temperature.
  • An advantageous embodiment of the method provides to completely blow the second gasification agent together with the first gasification centers.
  • a further advantageous embodiment of the method envisages introducing at most a portion of the second gasification agent together with the first gasification agent.
  • the steam / oxygen ratio of the first and the second gasification agent is preferably set in the same size, optionally deviating from the size of the vapor / oxygen ratio of the third gasification center. It is also possible to use all three gasification agents with the same composition of steam and oxygen, i. with an equal steam / oxygen ratio, foundedbiasen. In the first case! are only two, in the second case even only a gasification agent is produced by mixing oxygen and steam.
  • [O 2 (1)] is the volume flow of the gasification oxygen of the first gasifying agent
  • [O 2 (2)] is the volume flow of the gasification oxygen of the second
  • [O 2 (3)] is the volume flow of the gasification oxygen of the third gasifying agent.
  • the empty-tube velocities are the gas velocities related to the free flow cross-section which are set at the upper end of the respective gasification zone on average.
  • three conditions are preferably to be met.
  • the first condition concerns the ratio to be set of the volume flow rate of the third gasification oxygen to the sum of the volume flows of first and second gasification oxygen [O 2 ratio 3] according to equation (1):
  • High values for [O 2 ratio 3] are preferably set for high volatile fuels (especially biomass) and vice versa, ensuring that the necessary heat is introduced into the slag bath.
  • the value for [O 2 - ratio 2] indicates the proportion of gasification oxygen that is used for partial gasification in the first Spo ⁇ ted tted gasification zone.
  • the low values apply to fine-grained fuels, to fuels whose pyrolysis cokes have a low apparent density, but also to coarse-grained to coarse-grained fuels which form a fine-grained pyrolysis coke.
  • the high values apply to fuels containing a coarse-grained pyrolysis coke form high apparent density.
  • the fuels which form very fine-grained residual cokes with very low apparent density include the already mentioned biogenic solid fuels or gasified waste plastics.
  • the third condition concerns the volumetric flow rate of the total gasification oxygen [ ⁇ O 2 ] according to equation (3)
  • [ ⁇ O 2 ] [O 2 (1)] + [O 2 (2)] + [O 2 (3)] such that the empty tube velocity at the top of the second spouted bed gasification zone 0, 3 to 3 m / s.
  • Low values of [ ⁇ O 2 ] and low empty tube velocities apply to fuels that form fine-grained pyrolysis cokes or pyrolysis cokes with low apparent density.
  • High values of [ ⁇ O 2 ] with high empty tube velocities are attributed to fuels that form coarse-grained pyrolysis cokes or pyrolysis cokes with high apparent density.
  • the object underlying the invention is further characterized by a gasification reactor, the gasification chamber is bounded on the underside of the liquid surface of a slag bath and on the upper side of a Rohgasabgang and the nozzle planes for injecting gasification agents, which is preferably radially aligned with respect to the gasification space and preferably evenly over the Scope of the gasification room are distributed, thereby solved
  • the slag bath gasification zone, the first spouted bed gasification zone, the second spouted bed gasification zone and finally above the entrainment gasification zone are arranged one after the other in the gasification space from bottom to top,
  • each nozzle plane Vergasungsstoffdüsen on at least one respective sectional surface, which preferably intersects the gasification chamber horizontally, and
  • the Vergasu ⁇ gsstoffdüsen a nozzle plane are arranged either in one or more imaginary cut surfaces.
  • the nozzle plane with which the first gasification agents are injected into the slag bath gasification zone is referred to as the first nozzle plane.
  • the nozzle planes with which the second and third gasification agents are injected into the two spouted-bed gasification zones are referred to as second and third nozzle planes, respectively.
  • the gasification agent nozzles of the first, the second and the third nozzle plane are arranged on a respective cut surfaces.
  • Arrangement on each cut surfaces reduces the plant engineering effort.
  • One of the cut surfaces of the second nozzle plane may be identical to one of the cut surfaces of the first nozzle plane.
  • the gasification agent nozzles of the first nozzle plane may be arranged adjacent to those of the second nozzle plane on this sectional surface. Furthermore, an advantageous simplification of the adjacent arrangement of the gasifying agent nozzles is that at least a part of the gasifying agent nozzles of the second nozzle level is identical to gasifying agent nozzles of the first nozzle level, i. that the first and the second gasification agents are injected together with this part of the gasification agent nozzles.
  • all gasifying agent nozzles of the second nozzle level are identical to all gasifying agent nozzles of the first nozzle level, which are located on at least one sectional surface, there is de facto only one common nozzle plane for injecting the first and the second gasifying agents. With this arrangement, the plant engineering effort can be reduced to a minimum.
  • a part of the gasifying agent nozzles of the second nozzle plane may be arranged on at least one sectional surface, wherein the sectional surfaces are located between the first and the third nozzle plane. It is advantageous if the distance between the cut surfaces of the second nozzle plane and the distance between the uppermost cut surface of the second nozzle plane to the third nozzle plane are preferably selected to be equal.
  • An advantageous embodiment of the gasification reactor provides to introduce a portion of the second gasification agent together with the first gasification means with Vergasungsstoffdüsen on a sectional surface and inject the other part of the second gasification agent by means of Vergasungsstoffdüsen on a second interface, preferably halfway between the first and the third Nozzle level is arranged.
  • the third ' gasification means are injected by means of the third nozzle level on the underside in the second Spouted-bed gasification zone.
  • the gasifying agent nozzles of the nozzle levels are provided with different inclination to the horizontal.
  • the gasifying agent nozzles of the first nozzle level are preferably 10 to 30 ° downwards to achieve an intense heat input into the slag bath and a complete gasification of the residual coke on and above the liquid surface of the slag bath.
  • the gasifying agent nozzles of the second nozzle levels are preferably inclined 45 ° down to 60 ° upwards.
  • the horizontal or upwardly inclined arrangement is advantageous in carburetors high power and correspondingly large diameters of the gasifier chamber of more than 2 to 3 m, to bring the gasification agents as far as possible in the middle of the gasification chamber.
  • the gasifying agent nozzles are preferably arranged downwards in order to avoid the penetration of liquid slag into the interior of the nozzles.
  • the gasification agent nozzles of the third nozzle plane are preferably arranged 0 to 30 ° down or 10 to 45 ° inclined upwards.
  • the upwardly or downwardly inclined arrangement of the second nozzle plane gasifier nozzles is required to contact the flames with the opposing walls excluded. Again, the upward arrangement of carburetor high performance is beneficial.
  • the spout flow in the first spouted-bed gasification zone is produced according to the invention in different ways.
  • carburetors with diameters of the reaction space smaller than 2 to 3 m it proves to be advantageous if the second gasification agents are completely injected together with the first gasification agents by means of gasification agent nozzles on a sectional surface at the level of the slag bath gasification zone, whereby a central spout flow in the flow axis of the first spouted-bed - gasification zone is pronounced.
  • the gasification chamber comprising the three gasification zones can be executed over the entire height in a cylindrical contour without appreciable cross-sectional changes.
  • the construction of the gasification reactor is thereby simplified considerably.
  • the advantage of the invention is that, for the first time, a wide variety of solid fuels with a broad grain band can be gassed without damage while at the same time achieving almost complete carbon conversion.
  • Essential to the invention is the use of high gasification temperatures with liquid slag formation in the three lower gasification zones, which is made possible by the formation of the stepped spouted-bed gasification and its expansion to the predominant gasification space.
  • the slag-free transition from the high gasification temperatures at the level of the slag bath to the low gasification temperatures below the ash-laying temperature at the gasifier outlet can be realized technically with simple means.
  • the invention combines the advantages of slag bath, fluidized bed, spouted bed and entrained flow gasification and avoids the disadvantages of these processes in terms of their restrictions on the fuels to be gasified.
  • the solution according to the invention is also very simple in its apparatus design, robust in operation and flexible to changing fuel properties.
  • fuels with distinctly different properties for example biomass alternating with brown coal or lignite alternating with hard coal, can be used.
  • An essential advantage of the invention is also that biomass of different nature alone or in the Mixture with coal and other solid fuels can be gasified. There is even the possibility of biomass in compacted form, z. B. as pre-shredded straw bales to use.
  • the drawing shows a highly simplified and schematic representation of a carburetor 1 for the production of synthesis gas for use in a methanol synthesis using the method according to the invention.
  • the exemplary embodiment is explained with reference to the gasification of dried biomass, especially the technically demanding mono-gasification of natural, dried straw.
  • the straw is gasified with a water content of 12% by mass, a calorific value of 15.3 MJ / kg and an ash content of 3.86% by mass (both based on 12% by mass of water content).
  • the straw is conditioned in a known manner by addition of an alkali-binding clay mineral in order to incorporate and fix excess ash contents of the ash, which would otherwise evaporate and cause detrimental contamination in colder plant components, into solid and liquid aluminosilicates.
  • the characteristic temperatures are the ash melting behavior of the so conditioned straw ash: ash transfer temperature 950 0 C, ash melting point 1,210 0 C, ash flow point 1,320 0 C.
  • the conditioned straw forms a very fine-grained pyrolysis coke with very low apparent density.
  • conditioned straw 2 consisting of 24 t of straw in the form of pellets and larger compact materials up to about 200 mm edge length and about 0.5 - 1 t of finely ground clay mineral, are introduced into the carburetor 1.
  • the carburetor 1 is operated at 26 bar overpressure and has a thermal output of 100 MW.
  • the carburetor 1 comprises the cylindrical, vertical gasification chamber 3 with a clear inner diameter of 1, 8 m and a vertical extension of 11, 5 m. The latter extends from the liquid surface 4 of the slag bath 5 to the crude gas outlet 6. From the gasifier 1 the underside liquid slag 7 and the upper side via the crude gas outlet "6 dust-laden raw gas 8 is pulled off.
  • the dust-laden raw gas 8 is dedusted in a hot cyclone 9. From the hot cyclone 9 Exceeds top side dedusted raw gas 10 and bottom deposited dust 11. The separated dust 11 is returned by means of a return system, which consists of a downpipe 12, an L-valve 13 and a connecting line 14, back into the carburetor 1. The L-valve 13th is operated with the conveying gas 15.
  • the gasification space 3 is, as seen from below, subdivided into the superimposed gasification zones of the slag bath gasification zone 16, the first spouted bed gasification zone 17, the second spouted bed gasification zone 18 and the fly gas gasification zone 19.
  • the slag bath gasification zone 16 with a small vertical extension is located at the level of the first nozzle plane 20.
  • the first spouted bed gasification zone 17 is located between the first nozzle plane 20 and the third nozzle plane 21 and has a vertical extension of 2.5 m.
  • the first nozzle plane 20 simultaneously assumes the function of the second nozzle plane, which is not carried out in the carburetor 1 small power.
  • the second nozzle level would be applicable if carburetors with significantly larger diameters than carburettor 1 were to be used.
  • the second spouted-bed gasification zone 18 extends from the third nozzle plane 21 to about 4 m above it.
  • the Flight flow - gasification zone 19 closes the gasification chamber 3 upwards up to the level of the raw gas outlet 6 and has a vertical extent of about 5 m.
  • the height delimitation of the two lower gasification zones 16 and 17 takes place through the first nozzle plane 20 and the third nozzle plane 21.
  • the first nozzle plane 20 and the third nozzle plane 21 are each located on a sectional surface 22.
  • the first gasification means 23 are introduced into the slag bath gasification zone 16 by means of six gasification agent nozzles 24 of the first nozzle plane 20.
  • the second gasification means 25 are injected together with the first gasification means 23 by means of the six gasification agent nozzles 24 of the first nozzle plane 20.
  • the third gasification means 26 are injected by means of six gasification agent nozzles 24 of the third nozzle plane 21.
  • the gasifying agent nozzles 24 of the two nozzle planes 20 and 21 are uniformly arranged radially over the circumference of the gasifying chamber 3 and vertically one above the other at the positions 5 min , 15 ", etc., for 60 minutes 15 ° downwards.
  • the conditioned straw 2 is introduced by gravity into the second spouted-bed gasification zone 18 via the inclined tube 27.
  • the entry opening 28 of the inclined tube 27 is located at the level of 2 m above the third nozzle plane 21.
  • the entry port 29 of the connecting line 14 is at the same height.
  • the gasification center are injected as follows:
  • the steam / oxygen ratio of the liquids is 23, 25 and 26 is 0.5 kg / m 3 i.N. ,
  • the volume flow of the total gasification oxygen [ ⁇ O 2 ] is 4,700 m 3 i. N / h.
  • an empty tube velocity of 0.6 m / s is set.

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Abstract

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Vergasung mit Flüssigschlackeabzug (7) von festen kohlenstoffhaltigen Materialien unter Verwendung von Vergasungsmitteln, die freien Sauerstoff enthalten, wobei staubbeladenes Rohgas (10) oberseitig und Flüssigschlacke unterseitig (7) abgezogen wird, wobei erste Vergasungsmittel in eine Schlackebad-Vergasungszone (16) eingebracht werden, mit denen die weitestgehende Restvergasung eines kohlenstoffhaltigen Bodenproduktes bei Temperaturen oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt wird, zweite Vergasungsmittel in die Schlackebad-Vergasungszone (16) und in die erste Spouted-bed-Vergasungszone (17) eingebracht werden, mit denen die teilweise Vergasung eines kohlenstoffhaltigen Bodenproduktes, bei Temperatur im Bereich oberhalb des Ascheschmelzpunktes bis oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt wird, dritte Vergasungsmittel unterseitig in die zweite Spouted-bed-Vergasungszone (18) eingebracht werden, mit denen die Vergasung der kohlenstoffhaltigen Materialien in dieser Zone bei Temperaturen im Bereich unterhalb der Ascheverlegungstemperatur bis oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt wird und dass in einer Flugstrom-Vergasungszone (19) ohne Zusatz von Vergasungsmitteln die teilweise Vergasung eines kohlenstoffhaltigen Kopf produktes, das die zweite Spouted-bed-Vergasungszone (18) oberseitig verlässt, bei Temperaturen unterhalb der Ascheverlegungstemperatur durchgeführt wird.

Description

Verfahren und Vergasungsreaktor zur Vergasung mit Flüssigschlackeabzug
Die Erfindung betrifft ein Verfahren und einen Vergasungsreaktor zur Vergasung von festen kohlenstoffhaltigen Materialien unter erhöhtem Druck in miteinander verbundenen Vergasungsräumen unter Verwendung von Vergasungsmitteln, die freien Sauerstoff enthalten, wobei staubbeladenes Rohgas oberseitig und Flüssigschlacke unterseitig abgezogen werden.
Ein Verfahren zur Wirbelschichtvergasung mit Flüssigschlackeabzug ist beispielsweise aus der DE 103 43 582 A1 bekannt. Gegenstand der Anmeldung DE 103 43 582 A1 ist ein Verfahren, bei dem über einem bodenseitigen Schlackebad ein Reaktionsraum zur weitestgehenden Restvergasung des überwiegend aus Pyrolysekoks bestehenden, kohlenstoffhaltigen Bodenproduktes, und darüber ein Trennbett vorgesehen sind, wobei das Trennbett den Reaktionsraum über dem Schlackebad von der Wirbelschicht trennt. DE 103 43 582 A1 geht davon aus, dass auf Grund der klaren Trennung der Reaktionsräume verschiedenste Brennstoffe bei gleichzeitiger Erzielung eines nahezu vollständigen Kohlenstoffumsatzes einsetzbar sind.
Diese Lösung ist insoweit nachteilhaft, als nur Brennstoffe in einer für die Wirbelschichtvergasung geeigneten Korngröße von ca. kleiner 10 mm eingesetzt werden können. Der Grund hierfür ist, dass andere Brennstoffe nicht ausreichend gleichmäßig fluidisiert werden können. Es kommt zu hot-spots mit der Folge von Verschlackungen in der Wirbelschicht. Ein weiterer Nachteil der Wirbelschichtvergasung ist das Erfordernis einer weitgehend gleichmäßigen Gasströmungsgeschwindigkeit über dem Vergaserquerschnitt. Diesem Erfordernis soll unter anderem durch eine möglichst gleichmäßige Basisfluidisierung bzw. Basisanströmung der Wirbelschicht Rechnung getragen werden. Die Funktion der Strömungsvergleichmäßigung für die Basisfluidisierung ist dem Trennbett zugedacht. Um eine gleichmäßige Durchströmung des Trennbetts zu gewährleisten, ist zudem die Leerrohrgeschwindigkeit der das Trennbett durchströmenden Gase auf geringe Werte begrenzt, gemäß DE 10343 582 A1 auf 0,05 bis 1 m/s. Kann das Trennbett nicht gleichmäßig durchströmt werden - das ist bei sehr feinkörnigen Brennstoffen, Brennstoffen mit einem großen Kömungsspektrum und erheblichen Grobkornanteilen sowie stückigen Anteilen oder bei biogenen Brennstoffen mit sehr geringer scheinbarer Dichte des das Bodenprodukt bildenden Restkokses bzw. Pyrolysekokses der Fall -, kommt es im Trennbett zu instationärer Durchströmung und in der Wirbelschicht zur Ausbildung von Zonen geringer und Zonen starker Basisanströmung. (n der Folge bauen sich in der Wirbelschicht starke lokale Temperaturunterschiede auf und es kommt ebenfalls zu Verschlackungen.
DE 2640 180 A1 beschreibt ein Verfahren zur Vergasung fester Brennstoffe, wobei der Brennstoff in übereinander angeordneten Vergasungsräumen, zu unterst in einer ruhenden oder quasi ruhenden Schicht und darüber in einer Wirbelschicht, vergast wird. Es wird ein trockener Ascheabzug mittels eines Drehrostes vorgeschlagen, der alternativ als Abstichgenerator ausgelegt werden kann. Auch hier ermangelt es einer Lösung für den verschlackungsfreien Betrieb der Wirbelschicht bei Einsatz der oben genannten Brennstoffe, die keine gleichmäßige Durchströmung der ruhenden oder quasi ruhenden Schicht und keine gleichmäßige Fluidisierung der Wirbelschicht gestatten. Es wurde nun verschiedentlich versucht, die Gleichmäßigkeitsanforderungen der Fluidisation in der Wirbelschicht zu umgehen, indem gezielt Reaktionsbereiche mit starker und Reaktionsbereiche mit schwacher Durchströmung eingerichtet werden. Hierfür wurden sogenannte Spouted-bed (Sprudelbett) - Verfahren oder auch Jet- bed (Jet-Bett) - Verfahren vorgeschlagen, die jedoch den Nachteil aufweisen, dass in erster Linie nur staubförmig aufbereitete Brennstoffe eingesetzt werden können.
Beispielhaft sei der Vorschlag des Spouted-bed - Vergasers gemäß des JP 57174391 A näher betrachtet. Über zwei vertikal übereinander angeordneten Düsenebenen wird Vergasungsmittel gemeinsam mit pulverisierter Kohle eingeblasen. Die untere Düsenebene wird mit Sauerstoffüberschuss und die obere Düsenebene mit Dampf betrieben. Vor den Düsen bildet sich ein Strahl aus, in dem die Vergasungsreaktionen bevorzugt ablaufen und die keinen direkten Kontakt mit der Wand haben. Die sich im unteren Bereich bildende Schlacke fließt an den Wänden abwärts und wird abgezogen. Der Nachteil der Lösung gemäß dieses JP 57174391 A besteht darin, dass nur pulverisierte und pneumatisch förderbare Brennstoffe eingesetzt werden können. Desweiteren ist dem Patent keine Lehre zu entnehmen, wie die Vergaserinnenwand im Übergangsbereich zwischen unterseitiger Verbrennung und oberseitiger endothermer Vergasung im Dauerbetrieb verschlackungsfrei gehalten und wie vermieden werden kann, dass unvergaster Restkoks mit der Schlacke abgezogen wird.
Um das Körnungsspektrum zu erweitern, soll der Reaktionsraum der Vergasung gemäß des JP 59053592 A in einen oben angeordneten Jet-bed - Reaktionsraum und einen darunter angeordneten Wirbelschicht - Reaktionsraum getrennt werden, wobei beide Reaktionsräume durch eine eingeschnürte Öffnung miteinander verbunden sind. Der obere Jet-bed - Reaktionsraum wird mit pulverisierter Kohle versorgt, während dem unteren Wirbelschicht-Reaktionsraum gröbere Wirbelschichtkohle zugeführt wird. Flüssigschlacke soll aus dem oberen Jet-bed - Reaktionsraum in den unteren Wirbelschicht - Reaktionsraum fließen, der bei moderaten Temperaturen unterhalb des Ascheerweichungspunktes betrieben wird. Das aus dem unteren Wirbelschicht - Reaktionsraum durch die gleiche Öffnung nach oben strömende staubbeladene Rohgas bildet gemeinsam mit dem über die Vergasungsmitteldüsen seitlich zugeführten Vergasungsmittel-Kohle - Gemisch einen Vergasungs - Jet. Hierbei bleibt wiederum ungeklärt, wie der Jet-bed - Reaktionsraum verschlackungsfrei betrieben werden kann. Zudem ist keine Lehre gegeben, wie Flüssigschlacke entgegen dem „kalten" Gasstrom nach unten fließen kann, ohne zu erstarren und ohne die eingeschnürte Öffnung zu blockieren. Das aus dem Wirbelschicht - Reaktionsraum unten abgezogene Bodenprodukt enthält außerdem unvergasten Restkohlenstoff.
Zusammenfassend zum Stand der Technik ist festzuhalten, dass Brennstoffe mit einem breiten Körnungsband oder mit sehr geringer scheinbarer Dichte des sich bildenden Restkokses bzw. Pyrolysekokses weder in den bekannten Wirbelschicht-, in Spouted-bed - oder Jet-bed - Vergasungsverfahren noch in den vorgeschlagenen Kombinationen dieser Verfahren verschlackungsfrei und weitestgehend vollständig vergast werden können.
Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, die Vergasung mit Flüssigschlackeabzug der eingangs genannten Art so zu verbessern, dass verschiedenste Festbrennstoffe mit einem breiten Körnungsband bei gleichzeitiger Erzielung eines nahezu vollständigen Kohlenstoffumsatzes einsetzbar sind. Der Erfindung liegt weiterhin die Aufgabe zugrunde, einen Vergasungsreaktor zur Durchführung des Verfahrens bereitzustellen.
Die Aufgabe wird gemäß der Erfindung dadurch gelöst,
- dass erste Vergasungsmittel in eine Schlackebad - Vergasungszone eingebracht werden, mit denen die weitestgehende Restvergasung eines kohlenstoffhaltigen Bodenproduktes, das eine erste Spouted-bed - Vergasungszone unterseitig verlässt, bei Temperaturen oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt wird,
- dass zweite Vergasungsmittel in die Schlackebad - Vergasungszone und in die erste Spouted-bed - Vergasungszone eingebracht werden, mit denen die teilweise Vergasung eines kohlenstoffhaltigen Bodenproduktes, das eine zweite Spouted-bed - Vergasungszone unterseitig verlässt, bei Temperaturen im Bereich oberhalb des Ascheschmelzpunktes bis oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt wird,
- dass dritte Vergasungsmittel unterseitig in die zweite Spouted-bed - Vergasungszone eingebracht werden, mit denen die überwiegende Vergasung der kohlenstoffhaltigen Materialien, die in diese Zone eingebrachten werden, bei Temperaturen im Bereich unterhalb der Ascheverlegungstemperatur bis oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt wird und
- dass in einer Flugstrom - Vergasungszone ohne Zusatz von Vergasungsmitteln die teilweise Vergasung eines kohlenstoffhaltigen Kopfproduktes, das die zweite Spouted-bed - Vergasungszone oberseitig verlässt, bei Temperaturen unterhalb der Aschevedegungstemperatur durchgeführt wird.
Erfindungswesentlich ist die Ausgestaltung des Verfahrens nach den Brennstoffeigenschaften. Das sind in diesem Zusammenhang das Ascheverhalten, charakterisiert durch die Ascheverlegungstemperatur, den Ascheschmelzpunkt und den Aschefließpunkt, die Korngröße bzw. die Stückgröße des Brennstoffes und die Korngröße und die scheinbare Dichte des sich bildenden Pyrolysekokses. Der Ascheschmelzpunkt bzw. der Aschefließpunkt der verschiedenen Brennstoffe variieren üblicherweise zwischen 800 bis 1.300 0C bzw. 1.000 und 1.500 0C. Die Ascheverlegungstemperatur ist die Temperatur, bei der es unter den jeweiligen Vergasungsbedingungen zu betriebsstörenden Anbackungen von Asche an den Wänden des Vergasers oder des Rohgasabganges kommt. Die Ascheverlegüngstemperatur liegt in der Nähe unterhalb des Ascheschmelzpunktes und ist neben anderen Einflussgrößeπ vom Mengenanteil und der Körnung der freien Asche am kohlestoffhaltigen Material abhängig. Die Ascheverlegungstemperatur kann weder theoretisch noch experimentell vorherbestimmt werden, sondern wird im Vergasungsbetrieb ermittelt.
Als feinkörnige Brennstoffe werden solche mit einer Körnung von ca. 0 - 1 mm, als grobkörnige solche mit einer Körnung von ca. 0 - 50 mm und als stückige bzw. grobstückige solche mit einer Kantenlänge von 50 mm bis zu 1m verstanden. Grobstückige Brennstoffe sind zum Beispiel Biomassekompaktate (vorzerkleinerte Strohballen u.a.).
Die Pyrolysekokse entstehen brennstoffabhängig feinkörnig (ca. < 1 bis 5 mm) bis grobkörnig (ca. < 20 mm). Erstere entstammen in der Regel hochflüchtigen Brennstoffen (Biomassen, Kunststoffen, niedriginkohlten Kohlen), letztere dagegen niedrigflüchtigen Brennstoffen (überwiegend Steinkohlen).
Die scheinbare Dichte der Pyrolysekokse bewegt sich zwischen geringen Werten von
100 kg/m3 (hochflüchtige Brennstoffe), mittleren Werten von 500 kg/m
(mittelflüchtige Brennstoffe) und hohen Werten von 1.000 kg/m3 (niedrigflüchtige
Brennstoffe).
In den Vergasungszonen werden die Vergasungsreaktionen wie folgt durchgeführt.
In der Schlackebad - Vergasungszone wird die weitestgehende Restvergasung des die erste Spouted-bed - Vergasungszone unterseitig verlassenden kohlenstoffhaltigen Bodenproduktes bei Temperaturen oberhalb des Aschefließpunktes vorgenommen. Die Schlackebad - Vergasungszone besteht aus Flammenbereichen, die sich vor den Einblasestellen der Vergasungsmitte) ausbilden und die in die Mitte des Vergasungsraumes gerichtet sind. Die Schlackebad - Vergasungszone bildet, vereinfacht betrachtet, einen Reaktionsbereich, in dem weitestgehend die exothermen Vergasungsreaktionen ablaufen. Das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis der ersten Vergasungsmittel wird entsprechend des Aschefließpunktes so eingestellt, dass die Vergasungstemperaturen im gesamten Reaktionsbereich den Aschefließpunkt deutlich übersteigen. Für die Zusammensetzung der ersten Vergasungsmittel haben sich Werte für das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis von 0,5 bis 1 ,5 kg/m3i.N. als vorteilhaft erwiesen, entsprechend Aschefließpunkten von ca. 1.500 bis 1.000 0C.
In der ersten Spouted-bed - Vergasungszone wird die teilweise Vergasung des die zweite Spouted-bed — Vergasungszone unterseitig verlassenden kohlenstoffhaltigen Bodenproduktes bei Temperaturen im Bereich oberhalb des Ascheschmelzpunktes bis oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt. Es werden ein exothermer und ein endothermer Reaktionsbereich ausgebildet. Der exotherme Reaktionsbereich, in dem überwiegend die exothermen Vergasungsreaktionen ablaufen, besteht aus dem Flammenbereich vor den Einblasestellen der zweiten Vergasungsmittel und dem Bereich der aufwärts gerichteten Mittenströmung, die als Spout - Strömung ausgebildet wird. Erfindungsgemäß wird die Spoυt-Strömung dadurch erzielt, dass sich die zweiten Vergasungsmittel durch die Feststoffschüttung der ersten Spouted- bed - Vergasungszone kanalartig hindurch brennen und dabei aufwärts gerichtete Strömungskanäle ausformen. Der endotherme Reaktionsbereich, in dem die endothermen Vergasungsreaktionen vorgesehen sind, nimmt den restlichen Raum der ersten Spouted-bed - Vergasungszone ein, der mehr oder weniger als lockeres Festbett ausgebildet wird. Zur Auflockerung des Festbettes und zur Ausbildung der Spout - Strömung trägt die noch stattfindende Gasfreisetzung durch Nachentgasung des Pyrolysekokses im Festbett bei. Aus dem lockeren Festbett werden durch Schwerkraft und Scherkräfte ständig Feststoffe in den exothermen Reaktionsbereich hineingetragen und vergast. Im exothermen Reaktionsbereich werden Vergasungstemperaturen oberhalb des Aschefließpunktes und im endothermen Reaktionsbereich Vergasungstemperaturen oberhalb des Ascheschmelzpunktes eingestellt. Für das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis haben sich Werte von 0,5 bis 2 kg/m3i.N. als geeignet erwiesen, bei entsprechenden Ascheschmelzpunkten von ca. 1.300 bis 800 0C und bei Aschefließpunkten von ca. 1.500 bis 1.000 0C1 wobei die niedrigen Werte des Dampf/Sauerstoff-Verhältnisses für die hohen Werte der Ascheschmelzpunkte und der Aschefließpunkte gelten und umgekehrt. In der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone wird die überwiegende Vergasung der in diese Zone eingebrachten kohlenstoffhaltigen Materialien bei Temperaturen im Bereich unterhalb der Ascheverlegungstemperatur bis oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt. Die kohlenstoffhaltigen Materialien umfassen die zu vergasenden Einsatzstoffe, das die Flugstrom - Vergasungszone unterseitig verlassende kohlenstoffhaltige Bodenprodukt und abgeschiedenen Staub, der über das Rückführsystem in die zweite Spouted-bed - Vergasungszone eingetragen wird. Es werden wiederum ein exothermer und ein endothermer Reaktionsbereich ausgebildet. Der exotherme Reaktionsbereich besteht aus dem Flammenbereich vor den Einblasestellen der dritten Vergasungsmittel und dem Bereich der aufwärts gerichteten Mittenströmung, der als Spout - Strömung ausgebildet wird. In Höhe der Eindüsung der dritten Vergasungsmittel und im unteren Bereich der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone wird die Gasgeschwindigkeit sprunghaft erhöht, da hier der Hauptteil des Vergasungsgases gebildet wird und die flüchtigen Bestandteile der Brennstoffe spontan freigesetzt werden. Unterstützt durch die Spout - Anströmung aus der darunter liegenden ersten Spouted-bed - Vergasungszone wird in Höhe der Eindüsung dieser dritten Vergasungsmittel die typische aufgelockerte Spout - Strömung mit mittig aufsteigenden Feststoff-Fontänen und sogenannter Nierenströmung ausgebildet. Letztere beinhaltet die zentrale Aufwärtsströmung von Gas und Feststoff und die randgängige Abwärtsströmung, überwiegend von Feststoff. Der endotherme Reaktionsbereich umfasst überwiegend das Gebiet dieser randgängigen Abwärtsströmung. Er bildet sich verstärkt nach oben hin auch zur Mitte der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone aus. Der endotherme Reaktionsbereich umhüllt somit den exothermen Reaktionsbereich und schützt die Vergaserwände und die Vergasungsmitteldüsen vor Verschlackungen. Das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis der dritten Vergasυngsmittel wird so gewählt, dass sich in dem exothermen Reaktionsbereich Vergasungstemperaturen oberhalb des Aschefließpunktes und in dem endothermen Reaktionsbereich Vergasungstemperaturen unterhalb des Ascheverlegungstemperatur einstellen. Für das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis haben sich Werte von 0,3 bis 2 kg/m\N. als geeignet erwiesen. Der für den jeweiligen Brennstoff zu wählende Wertebereich wird anhand der Brennstoffeigenschaften, insbesondere des Ascheschmelzverhaltens und der Ascheverlegungstemperatur, während des Betriebes des Vergasers ermittelt. Der einzustellende wert des Dampf/Sauerstoff-Verhältnisses wird entweder nach einer gemessenen Temperatur, vorzugsweise der Temperatur am Rohgasabgang, oder mit Hilfe des Methan- Gehaites des den Vergaser verlassenden Rohgases geregelt. Dabei wird der Umstand genutzt, dass es einen brennstofftypischen Zusammenhang zwischen der Temperatur am Rohgasabgang und dem Methan-Gehalt des Rohgases gibt. Letzterer kann mit geringer Zeitverzögerung mittels on line - Analyse ermittelt werden.
Die Flugstrom-Vergasungszone geht fließend aus der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone hervor, und zwar in jener Höhe, in der die Nierenströmung in die aufwärts gerichtete Strömung übergeht. Die Flugstrom-Vergasungszone ist hinsichtlich der vertikalen Ausdehnung, des übergangslosen Anschlusses an die zweite Spouted-bed - Vergasungszone und die fehlende Zuführung an Vergasungsmitteln so ausgebildet, dass über dem gesamten Strömungsquerschnitt eine gleichgerichtete Gas - Feststoff - Strömung vorliegt, in der der Feststoff mehr oder weniger homogen verteilt ist. Diese Zone ist als ein einheitlicher Reaktionsbereich vorgesehen, in dem ausschließlich endotherme Vergasungsreaktionen ablaufen, wobei Vergasungstemperaturen deutlich unterhalb der Ascheverlegungstemperatur eingestellt werden.
Eine vorteilhafte Ausgestaltung des Verfahrens sieht vor, die zweiten Vergasungsmittel vollständig zusammen mit den ersten Vergasungsmitten einzublasen. Eine weitere vorteilhafte Ausgestaltung des Verfahrens sieht vor, höchstens einen Teil der zweiten Vergasungsmittel zusammen mit den ersten Vergasungsmitteln einzubringen.
Eine weitere Ausgestaltung der Erfindung betrifft das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis. Das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis der ersten und der zweiten Vergasungsmittel wird vorzugsweise in der gleichen Größe, gegebenenfalls abweichend von der Größe des Dampf/Sauerstoff-Verhältnisses der dritten Vergasungsmitte!, eingestellt. Es ist auch möglich, alle drei Vergasungsmittel mit der gleichen Zusammensetzung von Dampf und Sauerstoff, d.h. mit einem gleich großen Dampf/Sauerstoff-Verhältnis, einzubiasen. Im ersten FaI! sind nur zwei, im zweiten Fall ist sogar nur ein Vergasungsmittel durch Mischung von Sauerstoff und Dampf herzustellen.
Als Steuergrößen für die Verfahrensführung dienen neben den Werten für das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis die Werte für den Volumenstrom des Vergasungssauerstoffes [O2 (i)] der einzelnen Vergasungsmittel i (i = 1 bis 3). [O2 (1)] ist der Volumenstrom des Vergasungssauerstoffs der ersten Vergasungsmittel, [O2 (2)] der Volumenstrom des Vergasungssauerstoffes der zweiten und [O2 (3)] der Volumenstrom des Vergasungssauerstoffes der dritten Vergasungsmittel. Als Leerrohrgeschwindigkeiten werden die auf den freien Strömungsquerschnitt bezogenen Gasgeschwindigkeiten bezeichnet, die am oberen Ende der jeweiligen Vergasungszone im Mittel eingestellt werden.
Für die Einstellung der Volumenströme des Vergasungssauerstoffs sind vorzugsweise drei Bedingungen zu erfüllen.
Die erste Bedingung betrifft das einzustellende Verhältnis des Volumenstromes des dritten Vergasungssauerstoffs zur Summe der Volumenströme von erstem und zweitem Vergasungssauerstoff [O2 - Verhältnis 3] nach Gleichung (1):
[O2 - Verhältnis 3] = [O2 (3)] : ([O2 (1)] + [O2 (2)]) = 3 bis 1. Gleichung (1)
Hohe Werte für [O2 - Verhältnis 3] werden vorzugsweise bei hochflüchtigen Brennstoffen (insbesondere Biomassen) eingestellt und umgekehrt, wobei sichergestellt wird, dass die nötige Wärme in das Schlackebad eingebracht wird.
Die zweite Bedingung ist gemäß Gleichung (2) wie folgt beschrieben:
[O2 - Verhältnis 2] = [O2 (2)] -. ([O2 (1)] + [O2 (2)]) = 0,5 bis 2. Gleichung (2)
Der Wert für [O2 - Verhältnis 2] kennzeichnet den Anteil des Vergasungssauerstoffes, der zur Teilvergasung in der ersten Spoυted-bed -Vergasungszone dient. Die niedrigen Werte gelten für feinkörnige Brennstoffe, für Brennstoffe, deren Pyrolysekokse eine geringe scheinbare Dichte aufweisen, aber auch für grobkörnige bis grobstückige Brennstoffe, die einen feinkörnigen Pyrolysekoks bilden. Die hohen Werte gelten dagegen für Brennstoffe, die einen grobkörnigen Pyrolysekoks mit hoher scheinbarer Dichte bilden. Zu den Brennstoffen, die sehr feinkörnige Restkokse mit sehr geringer scheinbarer Dichte bilden, zählen die bereits erwähnten biogenen Festbrennstoffe oder zu vergasende Abfallkunststoffe.
Die dritte Bedingung betrifft den Volumenstrom des insgesamt zugeführten Vergasungssauerstoffs [Σ O2] gemäß Gleichung (3)
[Σ O2] = [O2 (1)] + [O2 (2)] + [O2 (3)] Gleichung (3) derart, dass die Leerrohrgeschwindigkeit am oberen Ende der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone 0,3 bis 3 m/s beträgt. Niedrige Werte von [Σ O2] und niedrige Leerrohrgeschwindigkeiten gelten für Brennstoffe, die feinkörnige Pyrolysekokse oder Pyrolysekokse mit geringer scheinbarer Dichte bilden. Hohe Werte von [Σ O2] mit hohen Leerrohrgeschwindigkeiten sind Brennstoffen zugeordnet, die grobkörnige Pyrolysekokse oder Pyrolysekokse mit hoher scheinbarer Dichte bilden.
Die der Erfindung zugrunde liegende Aufgabe wird weiterhin durch einen Vergasungsreaktor, dessen Vergasungsraum unterseitig von der Flüssigkeitsoberfläche eines Schlackebades und oberseitig von einem Rohgasabgang begrenzt wird und der Düsenebenen zum Einblasen von Vergasungsmitteln besitzt, die in Bezug auf den Vergasungsraum vorzugsweise radial ausgerichtet und vorzugsweise gleichmäßig über den Umfang des Vergasungsraumes verteilt sind, dadurch gelöst,
- dass in dem Vergasungsraum von unten nach oben nacheinander die Schlackebad - Vergasungszone, die erste Spouted-bed — Vergasungszone, die zweite Spouted-bed - Vergasungszone und schließlich darüber die Flugstrom - Vergasungszone angeordnet sind,
- dass drei Düsenebenen vorgesehen sind, wobei die erste Düsenebene in Höhe der Schlackebad - Vergasungszone, die zweite Düsenebene in Höhe der ersten Spouted-bed - Vergasungszone zwischen der ersten Düsenebene und der dritten Düsenebene und die dritte" Düsenebene unterseitig der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone angeordnet sind,
- dass jede Düsenebene Vergasungsmitteldüsen auf mindestens jeweils einer Schnittfläche, die den Vergasungsraum vorzugsweise horizontal schneidet, umfasst, und
- dass der vertikale Abstand zwischen der ersten und der dritten Düsenebene das 0,5 bis 3 fache des lichten Innendurchmessers des Vergasungsraumes beträgt.
Die Vergasuπgsmitteldüsen einer Düsenebene sind entweder in einer oder in mehreren gedachten Schnittflächen angeordnet. Die Düsenebene, mit der die ersten Vergasungsmittel in die Schlackebad - Vergasungszone eingeblasen werden, werden als erste Düsenebene bezeichnet. Die Düsenebenen, mit denen die zweiten und die dritten Vergasungsmittel in die beiden Spouted-bed — Vergasungszonen eingeblasen werden, werden dem gemäß als zweite und dritte Düsenebenen bezeichnet.
Vorzugsweise werden die Vergasungsmitteldüsen der ersten, der zweiten und der dritten Düsenebene auf jeweils einer Schnittflächen angeordnet. Durch die Anordnung auf jeweils einer Schnittflächen verringert sich der anlagentechnische Aufwand.
Eine der Schnittflächen der zweiten Düsenebene kann mit einer der Schnittflächen der ersten Düsenebene identisch sein. Die Vergasungsmitteldüsen der ersten Düsenebene können mit denen der zweiten Düsenebene auf dieser Schnittfläche benachbart angeordnet sein. Des weiteren besteht eine vorteilhafte Vereinfachung der benachbarten Anordnung der Vergasungsmitteldüsen darin, dass mindestens ein Teil der Vergasungsmitteldüsen der zweiten Düsenebene mit Vergasungsmitteldüsen der ersten Düsenebene identisch ist, d.h. dass die ersten und die zweiten Vergasungsmittel gemeinsam mit diesem Teil der Vergasungsmitteldüsen eingeblasen werden. Wenn alle Vergasungsmitteldüsen der zweiten Düsenebene mit allen Vergasungsmitteldüsen der ersten Düsenebene, die sich auf mindestens einer Schnittfläche befinden, identisch sind, besteht de facto nur noch eine gemeinsame Düsenebene zum Einblasen der ersten und der zweiten Vergasungsmittel. Mit dieser Anordnung kann der anlagentechnische Aufwand auf ein Minimum reduziert werden.
Ein Teil der Vergasungsmitteldüsen der zweiten Düsenebene kann auf mindestens einer Schnittfläche angeordnet sein, wobei sich die Schnittflächen zwischen der ersten und der dritten Düsenebene befinden. Dabei ist es von Vorteil, wenn der Abstand zwischen den Schnittflächen der zweiten Düsenebene und der Abstand zwischen der am weitesten oben gelegenen Schnittfläche der zweiten Düsenebene zur dritten Düsebene vorzugsweise gleich groß gewählt werden.
Eine vorteilhafte Ausgestaltung des Vergasungsreaktors sieht vor, einen Teil der zweiten Vergasungsmittel gemeinsam mit den ersten Vergasungsmitteln mit Vergasungsmitteldüsen auf einer Schnittfläche einzubringen und den anderen Teil der zweiten Vergasungsmittel mittels Vergasungsmitteldüsen auf einer zweiten Schnittfläche einzublasen, die vorzugsweise in halber Höhe zwischen der ersten und der dritten Düsenebene angeordnet ist.
Die dritten' Vergasungsmittel werden mittels der dritten Düsenebene unterseitig in die zweite Spouted-bed -Vergasungszone eingeblasen.
Die Vergasungsmitteldüsen der Düsenebenen sind mit unterschiedlicher Neigung gegen die Horizontale versehen. Die Vergasungsmitteldüsen der ersten Düsenebene sind vorzugsweise 10 bis 30° nach unten gerichtet, um einen intensiven Wärmeeintrag in das Schlackebad und eine vollständige Vergasung des Restkokses auf und oberhalb der Flüssigkeitsoberfläche des Schlackebades zu erzielen. Die Vergasungsmitteldüsen der zweiten Düsenebenen sind vorzugsweise 45° nach unten bis 60° nach oben geneigt. Die horizontale oder nach oben geneigte Anordnung ist von Vorteil bei Vergasern großer Leistung und dementsprechend großen Durchmessern des Vergaserraumes von mehr als 2 bis 3 m, um die Vergasungsmittel möglichst weit in die Mitte des Vergasungsraumes einzubringen. Bei kleineren Vergaserleistungen und kleineren Durchmessern des Vergaserraumes werden die Vergasungsmitteldüsen bevorzugt abwärts gerichtet angeordnet, um das Eindringen flüssiger Schlacke in das Innere der Düsen zu vermeiden. Die Vergasungsmitteldüsen der dritten Düsenebene sind vorzugsweise 0 bis 30° nach unten oder 10 bis 45° nach oben geneigt angeordnet. Die nach oben oder nach unten geneigte Anordnung der Vergasungsmitteldüsen der zweiten Düsenebene ist erforderlich, um einen Kontakt der Flammen mit den gegenüberliegenden Wänden auszuschließen. Auch hier ist die nach oben gerichtete Anordnung für Vergaser großer Leistung von Vorteil.
Die Spout-Strömung in der ersten Spouted-bed - Vergasungszone wird erfindungsgemäß auf unterschiedliche Art und Weise erzeugt. Für Vergaser mit Durchmessern des Reaktionsraumes kleiner als 2 bis 3 m erweist es sich als vorteilhaft, wenn die zweiten Vergasungsmittel vollständig zusammen mit den ersten Vergasungsmitteln mittels Vergasungsmitteldüsen auf einer Schnittfläche in Höhe der Schlackebad - Vergasungszone eingeblasen werden, wodurch bevorzugt eine zentrale Spout - Strömung in der Strömungsachse der ersten Spouted-bed - Vergasungszone ausgeprägt wird. Für Vergaser mit Durchmessern des Reaktionsraumes größer als 2 bis 3 m empfiehlt es sich dagegen, einen Teil des zweiten Vergasungsmittels mittels Vergasungsmitteldüsen auf mindestens einer zweiten Schnittfläche, die bevorzugt mittig oder äquidistant zwischen der ersten und der dritten Düsenebene vorgesehen sind, einzublasen. Dadurch, dass sich auf diesen Schnittflächen der zweiten Düsenebene vor den Einblasestellen der zweiten Vergasungsmittel Flammenbereiche ausbilden, die Hohlräume in der lockeren Schüttung ausformen, wird eine Kurzschlussströmung zwischen den Flammenbereichen der jeweils übereinander befindlichen Vergasungsmitteldüsen erzeugt. Vor jeder Vergasungsmitteldüse wird somit mindestens ein einzelner Strömungskanal ausgeprägt, der sich vertikal über die Höhe der ersten Spouted-bed -Vergasungszone erstreckt. In den Strömungskanälen herrschen die Bedingungen einer Spout - Strömung.
Der die drei Vergasungszonen umfassende Vergasungsraum kann über die gesamte Höhe in zylindrischer Kontur ohne nennenswerte Querschnittsveränderungen ausgeführt werden. Die Konstruktion des Vergasungsreaktors vereinfacht sich dadurch wesentlich.
Der Vorteil der Erfindung besteht darin, dass erstmals verschiedenste Festbrennstoffe mit einem breiten Körnungsband bei gleichzeitiger Erzielung eines nahezu vollständigen Kohlenstoffumsatzes verschlackungsfrei vergast werden können. Wesentlich für die Erfindung ist die Anwendung hoher Vergasungstemperaturen mit Flüssigschlackebildung in den drei unteren Vergasungszonen, die durch die Ausbildung der gestuften Spouted-bed - Vergasung und deren Ausdehnung auf den überwiegenden Vergasungsraum ermöglicht wird. Somit kann erstmals der verschlackungsfreie Übergang von den hohen Vergasungstemperaturen in Höhe des Schlackebades zu den niedrigen Vergasungstemperaturen unterhalb der Ascheverlegungstemperatur am Vergaseraustritt technisch mit einfachen Mitteln realisiert werden. Die Erfindung verbindet die Vorteile der Schlackebad -, der Wirbelschicht -, der Spouted-bed - und der Flugstromvergasung und vermeidet die Nachteile dieser Verfahren hinsichtlich ihrer Einschränkungen bezüglich der zu vergasenden Brennstoffe. Die erfindungsgemäße Lösung ist zudem sehr einfach in seiner apparativen Ausführung, robust in der Betriebsführung und flexibel gegenüber wechselnden Brennstoffeigenschaften. Erstmals können in ein und dem selben Vergaser bei entsprechender Anpassung von Vergasungsmittelmengen und - Zusammensetzungen wahlweise Brennstoffe mit deutlich unterschiedlichen Eigenschaften, z.B. Biomassen im Wechsel mit Braunkohlen oder Braunkohlen im Wechsel mit Steinkohlen, eingesetzt werden. Ein wesentlicher Vorteil der Erfindung besteht auch darin, dass Biomasse unterschiedlichster Beschaffenheit allein oder im Gemisch mit Kohlen und anderen Festbrennstoffen vergast werden kann. Es besteht sogar die Möglichkeit, Biomassen in kompaktierter Form, z. B. als vorzerkleinerte Strohballen, zu verwenden.
Die Erfindung soll an einem Ausführungsbeispiel näher erläutert werden.
Die Zeichnung zeigt in stark vereinfachter und schematischer Darstellung einen Vergaser 1 zur Erzeugung von Synthesegas für den Einsatz in einer Methanolsynthese unter Anwendung des erfindungsgemäßen Verfahrens. Das Ausführungsbeispiel wird anhand der Vergasung von getrockneter Biomasse, speziell der technisch anspruchsvollen Monovergasung von naturbelassenem, getrocknetem Stroh erläutert. Das Stroh wird mit einem Wassergehalt von 12 Ma.-%, einem Heizwert von 15,3 MJ/kg und einem Aschegehalt von 3,86 Ma.-% (beide auf Basis 12 Ma.-% Wassergehalt) vergast. Das Stroh wird in bekannter Art und Weise durch Zugabe eines alkalibindenden Tonminerals konditioniert, um überschüssige Alkaligehalte der Asche, die sonst verdampfen und betriebsstörende Verschmutzungen in kälteren Anlagenteilen hervorrufen würden, in feste und flüssige Alumosilikate einzubinden und zu fixieren. Die charakteristischen Temperaturen für das Ascheschmelzverhalten der so konditionierten Strohasche betragen: Ascheverlegungstemperatur 950 0C, Ascheschmelzpunkt 1.210 0C, Aschefließpunkt 1.320 0C. Das konditionierte Stroh bildet einen sehr feinkörnigen Pyrolysekoks mit sehr geringer scheinbarer Dichte.
Stündlich werden 24,5 bis 25 t konditioniertes Stroh 2, bestehend aus 24 t Stroh in Form von Pellets und größeren Kompaktaten bis ca. 200 mm Kantenlänge und ca. 0,5 - 1 t eines fein aufgemahlenen Tonminerals, in den Vergaser 1 eingebracht. Der Vergaser 1 wird bei 26 bar Überdruck betrieben und hat eine thermische Leistung von 100 MW. Der Vergaser 1 umfasst den zylindrischen, vertikalen Vergasungsraum 3 mit einem lichten Innendurchmesser von 1 ,8 m und einer vertikalen Ausdehnung von 11 ,5 m. Letztere reicht von der Flüssigkeitsoberfläche 4 des Schlackebades 5 bis zum Rohgasabgang 6. Aus dem Vergaser 1 wird unterseitig flüssige Schlacke 7 und oberseitig über den Rohgasabgang" 6 staubbeladenes Rohgas 8 abgezogen. Das staubbeladene Rohgas 8 wird in einem Heißzyklon 9 entstaubt. Aus dem Heißzyklon 9 tritt oberseitig entstaubtes Rohgas 10 und unterseitig abgeschiedener Staub 11 aus. Der abgeschiedene Staub 11 wird mittels eines Rückführsystems, das aus einem Fallrohr 12, einer L-Valve 13 und einer Verbindungsleitung 14 besteht, wieder in den Vergaser 1 zurückgeführt. Die L-Valve 13 wird mit dem Fördergas 15 betrieben.
Der Vergasungsraum 3 ist von unten gesehen in die übereinander angeordneten Vergasungszonen der Schlackebad-Vergasungszone 16, der ersten Spouted-bed - Vergasungszone 17, der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone 18 und der Flugstrom - Vergasungszone 19 unterteilt. Die Schlackebad- Vergasungszone 16 mit einer geringen vertikalen Ausdehnung befindet sich in Höhe der ersten Düsenebene 20. Die erste Spouted-bed - Vergasungszone 17 befindet sich zwischen der ersten Düsenebene 20 und der dritten Düsenebene 21 und hat eine vertikale Ausdehnung von 2,5 m. Die erste Düsenebene 20 übernimmt gleichzeitig die Funktion der zweiten Düsenebene, die bei dem Vergaser 1 kleiner Leistung nicht ausgeführt ist. Die zweite Düsenebene wäre anzuwenden, wenn Vergaser mit deutlich größeren Durchmessern als dem des Vergasers 1 zur Ausführung kämen. Die zweite Spouted-bed - Vergasungszone 18 reicht von der dritten Düsenebene 21 bis ca. 4 m darüber. Die Flugstrom - Vergasungszone 19 schließt den Vergasungsraum 3 nach oben hin bis in Höhe des Rohgasabgangs 6 ab und hat eine vertikale Ausdehnung von ca. 5 m. Die höhenmäßige Abgrenzung der beiden unteren Vergasungszonen 16 und 17 erfolgt durch die erste Düsenebene 20 und die dritte Düsenebene 21. Die erste Düsenebene 20 und die dritte Düsenebene 21 befinden sich auf jeweils einer Schnittfläche 22.
In die Schlackebad- Vergasungszone 16 werden die ersten Vergasungsmittel 23 mittels sechs Vergasungsmitteldüsen 24 der ersten Düsenebene 20 eingebracht. Die zweiten Vergasungsmittel 25 werden zusammen mit den ersten Vergasungsmitteln 23 mittels der sechs Vergasungsmitteldüsen 24 der ersten Düsenebene 20 eingeblasen. In die zweite Spouted-bed - Vergasungszone 18 werden die dritten Vergasungsmittel 26 mittels sechs Vergasungsmitteldüsen 24 der dritten Düsenebene 21 eingedüst. Die Vergasungsmitteldüsen 24 der beiden Düsenebenen 20 und 21 sind gleichmäßig radial über den Umfang des Vergasungsraumes 3 und vertikal übereinander in den Positionen 5min, 15™" usw. bis 60min angeordnet. Die Vergasungsmitteldüsen 24 der ersten und der dritten Düsenebene 20 und 21 sind 15° nach unten geneigt.
Das konditionierte Stroh 2 wird durch Schwerkrafteintrag über das Schrägrohr 27 in die zweite Spouted-bed - Vergasungszone 18 eingebracht. Die Eintragsöffnung 28 des Schrägrohres 27 befindet sich in Höhe von 2 m oberhalb der dritten Düsenebene 21. In gleicher Höhe befindet sich die Eintragsöffnung 29 der Verbindungsleitung 14 zum Rücktransport des aus dem Heißzyklon 9 abgeschiedenen Staubes 11 in die zweite Spouted-bed - Vergasungszone 18.
Die Vergasungsmitte! werden wie folgt eingedüst:
- [O2 - Verhältnis 3] = 2,33,
- [O2 - Verhältnis 2] = 1.
Das Dampf/Sauerstoff - Verhältnis älleTdfei Vefgäsungsmittel 23, 25 und 26 beträgt 0,5 kg/m3i.N..
Es werden folgende Vergasungstemperaturen eingestellt:
- in der Schlackebadvergasung - Vergasungszone 16: größer als 2.000 °C (exotherm),
- in der ersten Spouted-bed - Vergasungszone 17: größer als 2.0000C (exotherm) und 1.250 0C (endotherm),
- in der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone 18: größer als 2.000 0C (exotherm) und 920 0C (endotherm),
- in der Flugstrom - Vergasungszone 19: 900 0C (endotherm).
Der Volumenstrom des insgesamt zugeführten Vergasungssauerstoffs [Σ O2] beträgt 4.700 m3i.N/h. Am oberen Ende der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone 18 wird eine Leerrohrgeschwindigkeit von 0,6 m/s eingestellt. Bezugszeichenliste
1 Vergaser
2 konditioniertes Stroh
3 Vergasungsraum
4 Flüssigkeitsoberfläche
5 Schlackebad
6 Rohgasabgang
7 flüssige Schlacke
8 staubbeladenes Rohgas
9 Heißzyklon
10 entstaubtes Rohgas
11 abgeschiedener Staub
12 Fallrohr 13 L-Va!ve
14 Verbindungsleitung
15 Fördergas
16 Schlackebad - Vergasungszone
17 erste Spouted-bed - Vergasungszone
18 zweite Spouted-bed - Vergasungszone
19 Flugstrom - Vergasungszone
20 erste Düsenebene
21 dritte Düsenebene
22 Schnittfläche
23 erste Vergasungsmittel
24 Vergasungsmitteldüse
25 zweite Vergasungsmittel
26 dritte Vergasungsmittel
27 Schrägrohr
28 Eintragsöffnung
29 Eintragsöffnung

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zur Vergasung mit Flüssigschlackeabzug von festen kohlenstoffhaltigen Materialien unter erhöhtem Druck in miteinander verbundenen Vergasungsräumen unter Verwendung von Vergasungsmitteln, die freien Sauerstoff enthalten, wobei staubbeladenes Rohgas oberseitig und Flüssigschlacke unterseitig abgezogen wird, dadurch gekennzeichnet,
- dass erste Vergasungsmittel (23) in eine Schlackebad - Vergasungszone (16) eingebracht werden, mit denen die weitestgehende Restvergasung eines kohlenstoffhaltigen Bodenproduktes, das eine erste Spouted-bed - Vergasungszone (17) unterseitig verlässt, bei Temperaturen oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt wird,
- dass zweite Vergasungsmittel (25) in die Schlackebad - Vergasungszone (16) und in die erste Spouted-bed - Vergasungszone (17) eingebracht werden, mit denen die teilweise Vergasung eines kohlenstoffhaltigen Bodenproduktes, das eine zweite Spouted-bed - Vergasungszone (18) unterseitig verlässt, bei Temperaturen im Bereich oberhalb des Ascheschmelzpunktes bis oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt wird,
- dass dritte Vergasungsmittel (26) unterseitig in die zweite Spouted-bed - Vergasungszone (18) eingebracht werden, mit denen die überwiegende Vergasung der kohlenstoffhaltigen Materialien, die in diese Zone eingebrachten werden, bei Temperaturen im Bereich unterhalb der . Ascheverlegungstemperatur bis oberhalb des Aschefließpunktes durchgeführt wird und
- dass in einer Flugstrom - Vergasungszone (19) ohne Zusatz von Vergasungsmitteln die teilweise Vergasung eines kohlenstoffhaltigen Kopfproduktes, das die zweite Spouted-bed - Vergasungszone (18) oberseitig verlässt, bei Temperaturen unterhalb der Ascheverlegungstemperatur durchgeführt wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1 , dadurch gekennzeichnet, dass die zweiten Vergasungsmittel (25) teilweise oder vollständig zusammen mit den ersten Vergasungsmittel (23) eingeblasen werden.
3. Verfahren nach den Ansprüchen 1 und 2, dadurch gekennzeichnet, dass die ersten Vergasungsmittel (23) aus Dampf und Sauerstoff vorzugsweise so gemischt werden, dass das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis Werte zwischen 0,5 und 1 ,5 kg/m3j.N. umfasst, wobei die niedrigen Werte des Dampf/Sauerstoff-Verhältnisses für die hohen Werte der Aschefließpunkte gelten und umgekehrt.
4. Verfahren nach den Ansprüchen 1 und 2, dadurch gekennzeichnet, dass die zweiten Vergasungsmittel (25) aus Dampf und Sauerstoff vorzugsweise so gemischt werden, dass das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis Werte zwischen 0,5 und 2 kg/m3j.N. umfasst, wobei die niedrigen Werte des Dampf/Sauerstoff-Verhältnisses für die hohen Werte der Ascheschmelzpunkte und der Aschefließpunkte gelten und umgekehrt.
5. Verfahren nach den Ansprüchen 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass die dritten Vergasungsmittel (26) aus Dampf und Sauerstoff vorzugsweise so gemischt werden, dass das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis Werte zwischen 0,3 und 2 kg/m\N. umfasst.
6. Verfahren nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, dass das Dampf/Sauerstoff- Verhältnis der dritten Vergasungsmittel (26) so eingestellt wird, dass sich die Temperatur am Rohgasabgang (6) bei Werten unterhalb der Ascheverlegungstemperaturen einstellt.
7. Verfahren nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperatur am Rohgasabgang mit Hilfe des Methan-Gehaltes des oberseitig abgezogenen staubbeladenen Rohgases (8) ermittelt wird.
8. Verfahren nach den Ansprüchen 3 und 4, dadurch gekennzeichnet, dass die ersten und die zweiten Vergasungsmittel (23) und (25) aus Dampf und Sauerstoff so gemischt werden, dass das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis der ersten Vergasungsmittel (23) und das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis der zweiten Vergasungsmittel (25) einen gleich großen Wert aufweisen.
9. Verfahren nach den Ansprüchen 3 bis 7, dadurch gekennzeichnet, dass die Vergasungsmittel (23), (24) und (26) aus Dampf und Sauerstoff so gemischt werden, dass das Dampf/Sauerstoff-Verhältnis aller drei Vergasungsmittel (23), (24) und (26) einen gleich großen Wert aufweist.
10. Verfahren nach den Ansprüchen 1 bis 9, dadurch gekennzeichnet, dass beim Einblasen der Vergasungsmittel (23), (24) und (26) das Verhältnis des Volumenstromes des dritten Vergasungssauerstoffs zur Summe der Volumenströme von erstem und zweitem Vergasungssauerstoff Werte zwischen 3 und 1 umfasst.
11. Verfahren nach den Ansprüchen 1 bis 10, dadurch gekennzeichnet, dass beim Einblasen der Vergasungsmittel (23) und (24) das Verhältnis des Volumenstromes des zweiten Vergasungssauerstoffs zur Summe der Volumenströme von erstem und zweitem Vergasungssauerstoff Werte zwischen 0,5 und 2 umfasst.
12. Verfahren nach~d'erT7\nsprüchen 1 bis 11 , dadurch gekennzeichnet, dass ein auf die Einhaltung einer Leerrohrgeschwindigkeit im Bereich von 0,3 bis 3 m/s am oberen Ende der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone (18) ausgerichteter Volumenstrom des insgesamt zugeführten Vergasungssauerstoffes eingestellt wird.
13. Vergasungsreaktor zur Durchführung des Verfahrens nach den Ansprüchen 1 bis 12, bestehend aus miteinander verbundenen Reaktionsräumen, die vertikal ausgerichtet sind und einen ununterbrochenen Vergasungsraum (3) aufweisen, der unterseitig von der Flüssigkeitsoberfläche (4) eines Schlackebades (5) und oberseitig von einem Rohgasabgang (6) begrenzt wird und der Düsenebenen zum Einblasen von Vergasungsmitteln mittels Vergasungsmitteldüsen (24) besitzt, die in Bezug auf den Vergasungsraum (3) vorzugsweise radial ausgerichtet und gleichmäßig über den Umfang des Vergasungsraumes (3) verteilt sind, dadurch gekennzeichnet,
- dass in dem Vergasungsraum (3) von unten nach oben nacheinander die Schlackebad - Vergasungszone (16), die erste Spouted-bed - Vergasungszone (17), die zweite Spouted-bed - Vergasungszone (18) und schließlich darüber die Flugstrom - Vergasungszone (19) angeordnet sind,
- dass drei Düsenebenen vorgesehen sind, wobei die erste Düsenebene (20) in Höhe der Schlackebad - Vergasungszone(16), die zweite Düsenebene in Höhe der ersten Spouted-bed - Vergasungszone (17) zwischen der ersten Düsenebene (20) und der dritten Düsenebene (21) und die dritte Düsenebene (21) unterseitig der zweiten Spouted-bed - Vergasungszone (18) angeordnet sind,
- dass jede Düsenebene Vergasungsmitteldüsen (24) auf mindestens jeweils einer Schnittfläche (22), die den Vergasungsraum (3) vorzugsweise horizontal schneidet, umfasst, und
- dass der vertikale Abstand zwischen der ersten und der dritten Düsenebene (20) und (21) das 0,5 bis 3 fache des lichten Innendurchmessers des Vergasungsraumes (3) beträgt.
14. Vergasungsreaktor nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, dass die Vergasungsmitteldüsen (24) der ersten und der dritten Düsenebene (20) und (21) auf jeweils einer Schnittfläche (22) angeordnet sind.
15. Vergasungsreaktor nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, dass die Vergasungsmitteldüsen (24) der zweiten Düsenebene auf mindestens einer Schnittfläche (22) angeordnet sind.
16. Vergasungsreaktor nach den Ansprüchen 13 bis 15, dadurch gekennzeichnet, dass mindestens ein Teil der Vergasungsmitteldüsen (24) der zweiten Düsenebene auf mindestens einer der Schnittflächen (22) der Vergasungsmitteldüsen (24) der ersten Düsenebene (20) angeordnet sind.
17. Vergasungsreaktor nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, dass mindestens ein Teil der Vergasungsmitteldüsen (24) der zweiten Düsenebene mit Vergasungsmitteldüsen (24) der ersten Düsenebene (20) identisch sind.
18. Vergasungsreaktor nach den Ansprüchen 16 und 17, dadurch gekennzeichnet, dass mindestens ein Teil der Vergasungsmitteldüsen (24) der zweiten Düsenebene auf mindestens einer der Schnittflächen (22) angeordnet sind, die sich oberhalb der ersten Düsenebene (20) bis unterhalb der dritten Düsenebene (21) befinden.
19. Vergasungsreaktor nach Anspruch 15, dadurch gekennzeichnet, dass die Vergasungsmitteldüsen (24) der zweiten Düsenebene auf mindestens einer der Schnittflächen (22) angeordnet sind, die sich oberhalb der ersten Düsenebene (20) bis unterhalb der dritten Düsenebene (21) befinden.
20. Vergasungsreaktor nach den Ansprüchen 18 und19, dadurch gekennzeichnet, dass der Abstand zwischen den Schnittflächen (22) der zweiten Düsenebene und der Abstand zwischen der obersten Schnittfläche (22) der zweiten Düsenebene zur untersten Schnittfläche der dritten Düsebene (21) vorzugsweise gleich groß. sind.
21. Vergasungsreaktor nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, dass die Vergasungsmitteldüsen (24) der ersten Düsenebene (20) vorzugsweise mit einem Winkel von 10° bis 30° nach unten ausgerichtet sind.
22. Vergasungsreaktor nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, dass die Vergasungsmitteldüsen (24) der zweiten Düsenebene vorzugsweise mit einem Winkel von 0° bis 30° nach unten oder mit einem Winke! von 30° bis 60° nach oben ausgerichtet sind.
23. Vergasungsreaktor nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, dass die Vergasungsmitteldüsen (24) der dritten Düsenebene (21) vorzugsweise mit einem Winkel von 0° bis 30° nach unten oder mit einem Winkel von 30° bis 60° nach oben ausgerichtet sind.
24. Vergasungsreaktor nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, dass der Vergasungsraum (3) zylindrisch ausgebildet ist und einen weitestgehend konstanten Durchmesser aufweist, wobei dieser mindestens von der Flüssigkeitsoberfläche (4) des Schlackebades (5) bis mindestens zum Rohgasabgang (6) reicht.
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