BE1018574A3 - Procede d'exploitation d'une separation en continu d'un produit cible x sous la forme d'un cristallisat finement divise. - Google Patents

Abstract

L'invention concerne un procédé de séparation en continu d'un produit cible X sous la forme d'un cristallisat finement divisé à partir d'une phase liquide contenant le produit cible X et des composants différents du cible X par cristallisation d'une suspension de refroidissement dans un échangeur de chaleur indirect, dans lequel la suspension de cristallisat formée est acheminée de l'échangeur de chaleur tout d'abord dans un réservoir tampon mélangé et, de celui-ci, à un dispositif de séparation de la suspension en cristallisat et en phase liquide, et dans lequel, par des mesures externes, la sursaturation de la suspension de cristallisat en produit cible X acheminée au réservoir tampon est supprimée.

Description

Procédé d’exploitation d’une séparation en continu d’un produit cible X sous la forme d’un cristallisât finement divisé

Description

La présente invention concerne un procédé pour la séparation en continu d’un produit cible X sous la forme d’un cristallisât finement divisé du produit cible X à partir d’une phase liquide P constituée du produit cible X ainsi que de composants B, différents du produit cible X, phase dont la fraction molaire totale de composants Bj présente la valeur MBiP9es, comprenant l’exploitation d’un échangeur de chaleur indirect présentant un espace secondaire et au moins un espace primaire, dans lequel l’espace secondaire et le au moins un espace primaire sont séparés spatialement l’un de l’autre par au moins une paroi séparatrice matérielle qui sert de surface pour le transfert de chaleur de l’espace secondaire dans le au moins un espace primaire, en introduisant un courant de phase liquide P dans l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur, tandis que le au moins un espace primaire est parcouru simultanément par au moins un agent réfrigérant fluide de sorte qu’il se forme dans l’espace secondaire, tout en laissant subsister une phase résiduelle liquide R provenant de la phase liquide P, un cristallisât finement divisé du produit cible X, qui est en suspension dans la phase résiduelle liquide restante R, et qui contient, èn comparaison de la phase liquide P, les composants différents du produit cible X avec une fraction moléculaire totale MB,R9es > MB,p9es et dont la teneur en produit cible X atteint au moins 70 % en poids, tout en conservant une suspension S, présentant un degré de cristallisation Y, de cristallisât finement divisé du produit cible X dans la phase résiduelle liquide R et on retire de l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur en continu la suspension S à la température Tsaus, et comprenant par ailleurs l’acheminement de la suspension S retirée à la température Tsaus dans un récipient tampon mélangé ainsi qu’à l’aide d’une pompe, en provenance du récipient tampon, l’alimentation d’un dispositif de séparation par la suspension contenue dans le récipient tampon de cristallisât finement divisé du produit cible X et la séparation de la suspension acheminée au dispositif de séparation en cristallisât qui y est contenu et en phase liquide qui y est également contenue.

Des procédés de séparation par cristallisation en continu d’un produit cible X à partir d’une phase liquide P contenant le produit cible X ainsi que des composants différents du produit cible X par cristallisation en suspension par refroidissement à l’aide d’un échangeur de chaleur présentant un espace secondaire et au moins un espace primaire (refroidisseur ou cristallisateur) sont également connus (se référer, par exemple, aux documents DE-A 103 32 758, WO 2004/035514, Research Disclosure Database Number 496005 et 479008 ainsi qu'à la demande allemande avec le numéro de fichier 10 2007 004 960.0) comme procédés qui se raccordent en règle générale à ce procédé pour séparer la suspension de cristallisât S formée en premier en cristallisât et en phase liquide. Une telle séparation peut, par exemple, se faire par filtration, centrifugation au tamis et/ou dans des colonnes de lavage, comme cela est divulgué, par exemple, dans le document WO 01/77056 ainsi que dans l’état de la technique qui y est cité. Normalement, une séparation précitée implique également un lavage du cristallisât séparé pour éliminer la phase liquide qui adhère à la surface des cristaux. Un tel lavage peut, par exemple, se faire par la fusion du cristallisât préalablement séparé et lavé.

Par transfert de chaleur de la phase liquide P acheminée à l’espace secondaire et contenant le produit cible X à travers la paroi séparatrice matérielle (surface de transfert de chaleur) séparant l’espace secondaire et le au moins un espace primaire l’un de l’autre dans l’agent réfrigérant s’écoulant dans le au moins un espace primaire, la phase liquide P se refroidit jusqu’à ce que la limite de saturation de la phase liquide P avec le produit cible X soit dépassée et que la phase liquide P s’oppose à la sursaturation par formation de cristallisât du produit cible X.

L’expression "degré de cristallisation" d’une suspension de cristallisât présentant un cristallisât finement divisé en suspension dans une phase liquide signifie dans la présente demande la fraction massique du cristallisât finement divisé contenu dans la suspension de cristallisât sur la masse totale de la suspension de cristallisât.

Le degré de cristallisation Y de la suspension S est donc calculé en tant que fraction de la masse de cristallisât ιτικγ,υ contenue dans la suspension S pour le degré de cristallisation Y par la masse totale ms de la suspension S :

Le degré de cristallisation Y de la suspension S se situe donc de manière nécessaire entre 0 et 1. La valeur "0" correspond à une phase exclusivement liquide et la valeur 'T à une phase exclusivement solide (c’est-à-dire que, dans les deux cas, il n’y a plus de suspension).

Lorsqu’un composant Bj d’une phase liquide F (par exemple, dans la phase liquide P ou dans la phase résiduelle liquide R) est contenu en quantité molaire n, (la quantité molaire nj se calcule en l’occurrence à partir de la masse, dans laquelle le composant Bj de la phase liquide F est contenu, divisée par la masse molaire du composant Bj) et que le produit cible X dans la phase liquide F est contenu en quantité molaire nx (la quantité molaire nx se calcule en l’occurrence à partir de la masse, dans laquelle le produit cible X est contenu dans la phase liquide P, divisée par la masse molaire du produit cible X), on entend par fraction molaire M'b.f du composant Bi contenu dans la phase liquide F le quotient du nombre de moles nj divisée par la somme formée du nombre de moles nx et des nombres de moles respectifs de tous les composants Bj différents du produit cible X contenus dans la phase liquide F, c’est-à-dire :

à condition que la phase liquide F contienne, outre le produit cible X, au total I composants B, différents du produit cible X et différents l’un de l’autre.

Si la phase liquide F est la phase résiduelle R ou la phase liquide P, il faut remplacer dans M'b.f le "F" de manière correspondante par "P" ou "R".

Par fraction molaire totale Mb9®s des composants Bj différents du produit cible X et contenus dans la phase liquide F (par exemple, dans la phase liquide P ou dans la phase liquide R), on entend dans la présente demande la somme de toutes les valeurs individuelles M'b.f, calculées pour les composants respectifs B,.

De manière correspondante, la fraction molaire Mx, dans laquelle le produit cible X est contenu dans la phase liquide F, est définie comme suit :

On peut écrire MX F + MB,F9es = 1 ·

Si la phase liquide F est la phase résiduelle liquide R ou la phase liquide P, il faut remplacer dans Mx,f le "F" de manière correspondante par "P" ou "R".

Une séparation par cristallisation d’un produit cible à partir d’une phase liquide contenant le produit cible X ainsi que des composants différents du produit cible X est appliquée en particulier pour séparer le produit cible X de produits secondaires formés dans le cadre de sa fabrication. En l’occurrence, la fabrication du produit cible X peut se faire déjà directement par réaction chimique en phase liquide. Mais il va de soi que la fabrication du produit cible X peut également se faire, par exemple, dans la phase gazeuse à partir de laquelle le produit cible X est ensuite converti en phase liquide en règle générale par des mesures de condensation et/ou d’absorption, normalement conjointement avec des composants secondaires accompagnant le produit cible X dans la phase gazeuse.

La séparation par cristallisation du produit cible X peut à présent se faire en principe directement par un procédé de séparation thermique "précis" à partir de la phase liquide produite comme décrit dans le cadre de la fabrication du produit cible X et contenant le produit cible X et des composants secondaires.

Mais, fréquemment, la phase liquide précitée est soumise, préalablement à l’application d’une séparation par cristallisation du produit cible X, tout d’abord au moins à un procédé de séparation thermique "imprécis" dans le but de séparer une quantité partielle des composants secondaires précités du produit cible X.

Un procédé de séparation imprécis est en l’occurrence défini comme un procédé de séparation, dans lequel au plan thermodynamique, la composition de la phase contenant le produit cible X enrichi et qui se forme lors de l’application du procédé de séparation dépend principalement de façon nécessaire au plan thermodynamique de la composition du mélange à soumettre au procédé de séparation (se référer par exemple au diagramme de Mc-Cabe-Thiele). Appartiennent au procédé de séparation thermique imprécis, par exemple, la simple distillation, la rectification, l’absorption, la condensation fractionnée, la désorption, l’extraction, le strippage, la rectification azéotropique, etc.

A la différence, la séparation par cristallisation est d’autant plus un procédé de séparation thermique précis que la composition des cristaux qui se forment est, au plan thermodynamique, très largement indépendante de la composition du mélange initial liquide (se référer également aux documents DE-A 10 2005 009 890 et DE-A 103 00 816).

L’avantage des procédés de séparation imprécis est fondé en règle générale sur le fait qu’ils peuvent être exploités avec des rendements espace-temps plus élevés. Mais l’inconvénient des procédés de séparation imprécis est que l’effet de séparation qu'ils permettent d'obtenir est relativement limité.

L’inconvénient des procédés de séparation précis réside dans leurs rendements espace-temps normalement relativement limités, tandis que, dans le cas normal, il y a un effet de séparation très élevé.

Compte tenu de l’arrière-plan précité, les deux principes de séparation sont donc également souvent appliqués en combinaison comme suit.

Sur le mélange de produits obtenu dans le cadre de la fabrication du produit cible X, on applique tout d’abord au moins un procédé de séparation thermique imprécis et l'on produit en l’occurrence une phase liquide P qui contient le produit cible X déjà enrichi en comparaison de sa fraction pondérale dans le mélange de produits. Cette phase liquide P, qui contient encore, à côté du produit cible X, des composants secondaires différents du produit cible X, est soumise ensuite à une séparation par cristallisation du produit cible X et la phase résiduelle liquide R (qui est dénommée fréquemment aussi lessive mère), qui contient les composants secondaires à l’état relativement enrichi, est renvoyée au moins en partie dans au moins un procédé de séparation thermique imprécis préalablement appliqué. De cette manière, les avantages des deux principes de séparation peuvent être mis en œuvre simultanément.

Dans de nombreux cas, une phase liquide P présentant un produit cible X et à soumettre à une séparation par cristallisation du produit cible X contient donc (et cela concerne également les phases liquide P concernées dans la présente demande) et au moins deux, souvent au moins trois ou quatre, fréquemment au moins cinq ou six et très souvent au moins sept ou huit, éventuellement au moins neuf ou dix composants secondaires différents du produit cible X (ces composants secondaires sont contenus alors, au sens de la présente demande, dans la phase liquide P s’ils sont décelables en tant que composants de cette phase, par exemple, par voie chromatographique en phase gazeuse, par voie chromatographique en phase liquide ou autrement (par exemple, comme l'eau par titrage selon Karl Fischer).

En plus des produits secondaires caractéristiques conditionnés par la fabrication du produit cible X, la phase liquide P contenant le produit cible X peut également contenir encore des solvants ou un mélange de solvants et/ou, dans le cadre de la séparation du produit cible X d’un mélange de produits réactionnels, des agents auxiliaires utilisés dans le cadre de la production de la phase liquide P (par exemple, des agents d’absorption, des agents d’extraction, etc.). En fait, la phase liquide résiduelle R peut être, par exemple, autant une masse fondue du produit cible X et d’impuretés que des solutions du produit cible X et de solvants (ou de mélanges de solvants) ainsi qu’en règle générale des impuretés.

Le récipient tampon utilisé dans un procédé décrit comme dans le préambule du présent document a principalement pour but d’augmenter la flexibilité lors de la fabrication du produit cible X.

Au cas où, par exemple, la séparation du produit cible X dans l’échangeur de chaleur indirect ne se fait pas en raison d’une perturbation pendant une période limitée, la production du produit cible X peut malgré tout être poursuivie en continu si le récipient tampon contient dans une certaine mesure une quantité d’approvisionnement en suspension de cristallisât du produit cible X.

Fréquemment, plusieurs cristallisateurs de suspension et plusieurs dispositifs de séparation sont exploités en parallèle de la même manière. Si, par exemple, l’un des dispositifs de séparation exploités en parallèle ne fonctionne pas en raison d’une perturbation pendant une période limitée, tous les cristallisateurs de suspension peuvent malgré tout continuer à fonctionner si la capacité, par exemple, d’un récipient tampon commun est telle qu’il puisse augmenter le courant de production d’un cristallisateur de suspension pendant une période limitée sans devoir le transférer à un dispositif de séparation.

Si le nombre de cristallisateurs de suspension exploités en parallèle est plus grand que le nombre de dispositifs de séparation installés en aval et également exploités en parallèle, il s’avère naturel de réunir les suspensions de cristallisât extraites des cristallisateurs de suspension tout d’abord dans un récipient tampon et ensuite de les répartir, à partir du récipient tampon, sur les dispositifs de séparation exploités en parallèle.

En outre, dans le cas de cristallisateurs de suspension exploités en parallèle, on peut dans une certaine mesure capter les fluctuations de qualité qui se produisent dans le cristallisateur de suspension individuel de sorte que les suspensions de cristallisât produites dans les cristallisateurs de suspension individuels soient acheminées à un récipient tampon commun, dans lequel on les mélange l’une à l’autre et dont on retire ensuite une suspension de cristallisât à des fins de séparation.

Mais il s’est révélé désavantageux au plan du concept du tampon intermédiaire que la suspension (de cristallisât) S retirée en continu de l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur ne se trouve normalement pas complètement à l’équilibre thermodynamique, mais présente encore dans une mesure limitée une sursaturation en produit cible X.

Si l’on achemine de cette manière la suspension S (de cristallisât) sursaturée en produit cible X et présentant la température Tsaus dans le récipient tampon normalement thermiquement isolé par rapport à son environnement, la sursaturation dans le récipient tampon diminue par poursuite de la formation de cristallisât.

Mais il est désavantageux sur la formation de cristallisât qui se fait dans le récipient tampon qu’elle se fasse de manière non contrôlée à la différence de la cristallisation de la suspension dans l’échangeur de chaleur refroidi indirectement aménagé à cet effet.

Cela peut mener, par exemple, à ce que, sur la paroi interne du récipient tampon ou, au cas où le contenu du récipient tampon est mélangé par un agitateur, sur l’agitateur lui-même croissent des agglomérats de cristallisât plus gros, qui se détachent en quantité croissante et, par exemple, peuvent perturber le fonctionnement sans incidents du transport de la suspension de cristallisât se trouvant dans le récipient tampon dans le dispositif de séparation au moyen de la pompe de transport correspondante ou peuvent même complètement l'interrompre dans des cas défavorables.

Le but de la présente invention est donc de pallier au moins partiellement ou complètement les problèmes précités.

Ce but est atteint par un procédé de séparation en continu d’un produit cible X sous la forme d’un cristallisât finement divisé du produit cible X à partir d’une phase liquide P constituée du produit cible X ainsi que de composants Bj différents du produit cible X, phase dont la fraction molaire totale de composants Bj présente la valeur MB.p9es, comprenant l'exploitation d’un échangeur de chaleur indirect présentant un espace secondaire et au moins un espace primaire, dans lequel l’espace secondaire et le au moins un espace primaire sont séparés spatialement l’un de l’autre par au moins une paroi séparatrice matérielle, qui sert de surface de transfert de chaleur de l’espace secondaire dans le au moins un espace primaire, en introduisant un courant de phase liquide P dans l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur, tandis que le au moins un espace primaire est parcouru simultanément par au moins un agent réfrigérant fluide de sorte qu’il se forme dans l’espace secondaire, tout en laissant subsister une phase résiduaire liquide R provenant de la phase liquide P, un cristallisât finement divisé du produit cible X, qui est en suspension dans la phase résiduelle liquide restante R, et qui contient, en comparaison de la phase liquide P, les composants différents du produit cible X avec un rapport molaire total MB,R9es> MB,p9es et dont la teneur en produit cible X atteint au moins 70 % en poids, tout en conservant une suspension S, présentant un degré de cristallisation Y, de cristallisai finement divisé du produit cible X dans la phase résiduaire liquide R, et on retire de l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur en continu de la suspension S à la température Tsaus et, par ailleurs, comprenant l’acheminement de la suspension S retirée (de l’espace secondaire) à la température Tsaus dans un récipient tampon mélangé, ainsi qu’à l’aide d’une pompe, en provenance du récipient tampon, l’alimentation d’un dispositif de séparation par la suspension contenue dans le récipient tampon de cristallisât finement divisé du produit cible X et la séparation de la suspension acheminée au dispositif de séparation en cristallisât qui y est contenu et en phase liquide qui y est contenue, caractérisé en ce que, sur le trajet de l’espace secondaire dans le récipient tampon, dans le récipient tampon lui-même et/ou dans une ou plusieurs conduites de pompage menant hors du récipient tampon et à nouveau dans celui-ci (ces conduites de pompage peuvent également faire en sorte de maintenir, par exemple, les pompes en exploitation, qui alimentent le dispositif de séparation en suspension de cristallisât provenant du récipient tampon lorsque le dispositif de séparation fait défaut pendant un court intervalle ; de cette manière, on va à l’encontre d’un dépôt du cristallisât dans la pompe), la température de la suspension S acheminée au récipient tampon est augmentée à l’aide d’une source d’énergie externe à une valeur TPu au-dessus de Tsaus et/ou la fraction molaire totale des composants différents du produit cible X est contenue dans la phase résiduelle liquide R de la suspension S acheminée au récipient tampon par une addition externe (de l’extérieur dans la suspension de cristallisât S) de composants différents du produit cible X à une valeur MBiPu9es au-dessus de MB,R9es.

En règle générale, on peut écrire TPu-Tsaus > 0,1 K. Cependant, pour ne pas contrecarrer la cristallisation de la suspension effectuée dans l’échangeur de chaleur indirect, la différence TPu-Tsaus atteindra normalement une valeur inférieure ou égale à 3 K, de préférence inférieure ou égale à 2 K et, en règle générale, inférieure ou égale à 1 K. Fréquemment, la différence TPu-Tsaus atteindra également une valeur inférieure ou égale à 0,7 K ou inférieure ou égale à 0,5 K.

De manière correspondante, l’augmentation de Mb,r9®s à MßPu9es (avec Mß,Rges comme base de référence) atteindra normalement plus ou moins 0,1 %. Cependant, pour ne pas contrecarrer la cristallisation de la suspension réalisée auparavant dans l’échangeur de chaleur indirect, l’augmentation précitée est en règle générale une valeur inférieure ou égale à 5 %, habituellement inférieure ou égale à 3 % et la plupart du temps inférieure ou égale à 1 %.

Il va de soi que, dans le procédé selon l’invention, l’augmentation de Tsaus à TPu et l’augmentation de MB,R9es à MB,Pu9es peuvent être également appliquées en combinaison. Mais, selon l’invention, de préférence, la suppression de la sursaturation contenue dans la suspension S est réalisée par seule augmentation de Tsaus à TPu.

En l’occurrence, l’augmentation de température mentionnée ci-dessus peut se faire par apport direct et/ou indirect d’énergie (par exemple de chaleur).

Le concept "externe" signifie ici que la chaleur de cristallisation libérée par suppression de la sursaturation en poursuivant la cristallisation du produit cible X doit être exclue comme source d’énergie ou de chaleur.

Un apport direct d’énergie, par exemple, de chaleur est, par exemple, possible en dosant les substances ajoutées dans le récipient tampon et/ou dans la conduite menant au récipient tampon, dont la température se trouve au-dessus de Tsaus.

Comme telle substance, on peut citer, par exemple, un produit cible X chauffé de manière correspondante en soi, de préférence, un produit cible X qui a été récupéré précédemment dans le cadre d’une séparation selon l’invention. En variante, on peut considérer des melanges contenant le produit cible X chauffe a cette fin, la phase liquide P et la phase résiduelle liquide R étant de préférence constituées de ces mélanges. Mais, en principe, on utilisera pour ce mélange également de l’eau acide (se référer, par exemple, aux documents WO 2004/035514, EP-A-1.818.324, DE-A 10243625, DE-A10323758 et DE-A 10 2007 004960).

Mais il va de soi que l’on peut doser, aux fins d’un apport direct de chaleur, également des substances chauffées de manière correspondante, qui correspondent de par leur nature à un composant individuel B, ou à un mélange de plusieurs composants B,, qui sont contenus également dans la phase liquide P en raison de leur fabrication. Mais, en principe, pour un chauffage direct, on peut également prendre en compte des substances chauffées de manière correspondante, qui ne forment de par leur nature aucun composant de la phase liquide P du fait de leur fabrication. Pour un chauffage direct, il est avantageux (comme cela a été dit déjà), par exemple, d’utiliser une phase résiduelle liquide R chauffée de manière correspondante et précédemment séparée de la suspension. Dans un apport de chaleur direct, qui ne se fait pas comme un apport de produit cible X chauffé de manière correspondante, l’essentiel est que l’on obtienne simultanément une augmentation de MBtR9es automatiquement avec cet apport.

Selon l’invention, il est donc avantageux aux fins d’un chauffage direct d’utiliser de préférence des substances, dont le poids moléculaire est plus petit que trois fois, mieux encore plus petit que deux fois et, de préférence, plus petit qu’une fois le poids moléculaire du produit cible X (par exemple de l’eau).

De préférence, les substances dosées aux fins de chauffage direct se dissolvent dans la phase résiduelle liquide R.

Comme mentionné déjà, la phase liquide obtenue lors de la séparation de la suspension de cristallisât extraite du récipient tampon en cristallisât du produit cible X qui y est contenu et en phase liquide qui y est contenu aux fins d’augmenter le rendement en produit cible X est avantageusement recyclée dans le procédé de fabrication de la phase liquide P. De préférence, ce recyclage se fait dans un procédé de séparation imprécis utilisé fréquemment dans le cadre de la fabrication de la phase liquide P (se référer, par exemple, à la Fig. 5 du document WO 01/77056). On recommande donc comme source de chaleur directe à utiliser selon l’invention de doser des substances, qui peuvent être séparées, dans le cadre du procédé imprécis précité, de manière relativement simple du produit cible X, ou des substances qui présentent, dans le cadre de la séparation par cristallisation selon l’invention du produit cible X, un coefficient d’appauvrissement AB| élevé., (au moins supérieur ou égal à 5, de préférence supérieur ou égal à 10, mieux encore supérieur ou égal à 15). Par coefficient d’appauvrissement AB|, on entend le rapport de concentration de la concentration du composant Bj restant, lors de la séparation par cristallisation selon l’invention du produit cible X de la phase liquide P qui le contient, dans la lessive mère (dans la phase résiduelle liquide R) à la concentration du composant Bj restant dans le cristallisât (respectivement exprimées en pourcentage en poids par rapport à la quantité totale de la lessive mère restante (ou phase résiduelle liquide R) ou la quantité totale en cristallisât formé).

Une séparation entre le cristallisât et la lessive mère à plus de 90 % en poids, de préférence à plus de 95 % en poids ou même de 97, de 98 ou de 99 % en poids de la quantité totale de lessive mère est suffisante en règle générale pour déterminer le coefficient AB| (l’influence de l’humidité résiduelle sur le cristallisât est en règle générale insignifiante). De préférence, les valeurs précitées pour le coefficient AB| se réfèrent à la combinaison appliquée dans le cadre du procédé selon l’invention de cristallisation de la suspension suivie de la séparation de la suspension S ainsi formée.

Mais un apport direct d’énergie ou de chaleur est également possible, par exemple, pour autant qu’il se trouve dans le récipient tampon, dans la conduite d’alimentation menant au récipient tampon ou dans une conduite de pompage, un chauffage à résistance électrique, par exemple, par lequel chauffage de la chaleur peut être appliquée directement dans la mesure souhaitée dans la suspension de cristallisât acheminée au récipient tampon et/ou se trouvant dans le récipient tampon. Mais on peut néanmoins également effectuer un apport direct d’énergie par introduction de gaz chaud ou par exposition à un rayonnement électromagnétique (par exemple, un rayonnement micro-ondes ou un rayonnement infrarouge).

Selon l’invention, l’apport d’énergie ou de chaleur se fait de préférence indirectement. Par exemple, à cette fin, on peut utiliser une conduite chauffée de l’extérieur (ou une conduite de pompage chauffée de l’extérieur) pour transporter la suspension de cristallisât dans lé récipient tampon.

Mais, de manière tout à fait particulière, on réalisera le chauffage d’accompagnement en équipant le récipient tampon d’une double paroi (en variante, on peut appliquer également sur la paroi du récipient tampon des serpentins mi-tubulaires ou tubulaires acheminant un fluide de manière correspondante (par exemple, soudés ou posés), à l’intérieur desquels est acheminé un agent caloporteur fluide, qui présente au moins la température cible souhaitée pour le contenu du récipient tampon. En principe, il est souvent suffisant que le fond du récipient tampon ait une double paroi ou soit équipé de serpentins mi-tubulaires ou tubulaires.

Le récipient tampon ou le réservoir tampon est équipé commodément selon la technique d’application d’un agitateur (de préférence un agitateur à hélice ou un autre agitateur à suspension), qui mélange la suspension de cristallisât se trouvant dans le récipient tampon. En variante, on peut également guider (faire barboter) un gaz inerte à travers la suspension de cristallisât aux fins de mélange (et également simultanément aux fins d’apport d’énergie).

Mais il va de soi que le mélange peut également être effectué selon les variantes de mélange décrites dans les documents DE-A 10 2006 045 088 et DE-A 10 2006 045 089. De même, le mélange peut se faire au moyen de pompes de transvasement. Comme agent caloporteur fluide, on peut citer, pour le chauffage d’accompagnement indirect précité, en principe les mêmes matériaux que ceux qui sont recommandés dans ce document comme agent réfrigérant fluide pour le cristallisateur de suspension.

En ce qui concerne l’augmentation de Mß,R9es à MB,pu9es. on peut en principe doser également les composants B, différents du produit cible X, qui présentent une température inférieure ou égale à Tsaus. Du reste, cela a déjà été exprimé en rapport avec l’apport direct de chaleur pour passer de Tsaus à TPu.

Le matériau de construction préféré pour le réservoir tampon est l’acier fin en raison de sa conductibilité thermique favorable. Les aciers fins préférés sont ceux de numéros de matériaux DIN 1.4541 et 1.4571. L’épaisseur de la paroi atteint de manière typique 3 à 30 mm.

Le retrait de la suspension (de cristallisât) S de l’espace secondaire se fait avantageusement par réglage de trop-plein à l’aide d’un déversoir de trop-plein réglable en hauteur. Mais il peut également se faire par réglage de niveau à travers un tube immergé.

Le cristallisateur de suspension ainsi que le réservoir tampon et le dispositif de séparation sont exploités normalement autant par calorifugeage que par étanchéité à la vapeur d’eau par des matériaux calorifuges (par exemple le Stiropor®) appliqués sur leur gainage et par des barrières à la vapeur d’eau collées par-dessus (par exemple, une feuille d'alubutyle de la société Wego SystemBaustoffe, filiale VTI à D-67014 Ludwigschaffen/Rhein).

Comme pompe pour alimenter le dispositif de séparation par une suspension de cristallisât extraite du réservoir tampon, on peut citer en principe des pompes de transport de tous types. Se révèle avantageuse selon l’invention l’utilisation de pompes centrifuges radiales. Parmi celles-ci se révèlent avantageuses celles qui sont recommandées dans le document DE-A 103 53 014. Se révèlent particulièrement favorables parmi celles-ci les pompes centrifuges du type Kanalrad. La commande quantitative se fait normalement par un réglage du nombre de tours des pompes.

Le déplacement direct de la phase fluide se trouvant dans l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur indirect (du cristallisateur de suspension) à travers cet échangeur est dans de nombreux cas déjà suffisant pour conditionner une mise en suspension du cristallisât du produit cible X séparé dans l’espace secondaire.

Mais, en règle générale, l’espace secondaire présente aussi un ou plusieurs dispositifs de mélange. Cela peut être dans le cas le plus simple un barbotage avec un gaz auxiliaire (par exemple de l’air), un ou plusieurs agitateurs, un dispositif de grattage pour libérer la paroi séparatrice entre l’espace secondaire et l’espace primaire du cristallisât et/ou un dispositif de transvasement. Le transport du courant massique acheminé à l’espace secondaire à travers celui-ci est normalement établi de sorte que la phase liquide P soit refoulée dans l’espace secondaire à l’aide de pompes.

Pour réaliser le procédé selon l’invention, on peut citer en principe tous les types d’échangeurs de chaleur indirects (ils présentent de par leur définition la structure d’espace primaire/espace secondaire nécessaire selon l’invention) (se référer, par exemple, à Kristallisation, Grundlage und Technik, Günther Metz, Springer-Verlag, Berlin 1969, p. 214 et suivantes ainsi qu’à l'Ullmanns Encyclopädie der technischen Chemie, Verfahrenstechnik I, Verlag Chemie Weinheim, 4eme édition, 1972, pages 672-682, ainsi qu'à l’état de la technique mentionné dans ces travaux standard).

Selon l’invention, on préfère utiliser comme échangeur de chaleur indirect un échangeur dans lequel le côté, tourné vers l’espace secondaire, de la au moins une paroi séparatrice séparant le au moins un espace primaire de l’espace secondaire, respectivement, est exploité soumis à un raclage (raclage continu de la surface d’échange thermique concernée à l’aide de dispositifs de raclage appropriés). Ces échangeurs de chaleur indirects (cristallisateurs, refroidisseurs) sont fréquemment désignés également par refroidisseurs à racle. Le au moins un espace primaire peut être installé dans l’échangeur de chaleur indirect autant de manière stationnaire que de manière mobile (par exemple avec des disques de refroidissement amovibles). Dans ce dernier cas, les éléments mobiles de l’espace primaire peuvent être remplacés de temps à autre.

Comme exemples de choix, on peut utiliser comme cristallisateurs de suspension pour le procédé selon l’invention : - des cristallisateurs à tube rotatif (l’espace secondaire est l’espace intérieur du tube ; le gainage du tube est une double chemise, dans laquelle l’agent réfrigérant est acheminé à l’intérieur du tube dans le même sens ou à contre-courant par rapport au courant massique ; de préférence, l’intérieur du tube est légèrement incliné par rapport à l’horizontale ; sur la paroi de l’intérieur du tube, il peut se former éventuellement des dépôts de cristallisât que l’on peut dégager en continu (par exemple, avec des chaînes) et/ou. racler (par exemple avec des racles radiaux) ; la phase liquide P est acheminée en continu à la première extrémité du tube, la suspension S est évacuée en continu à l’autre extrémité du tube) ; - un récipient avec des éléments de refroidissement suspendus (dans un récipient non agité sont suspendus des éléments réfrigérants (par exemple, des plateaux de refroidissement) ; la phase liquide P est, par exemple, acheminée au-dessous et à gauche dans le récipient et est évacuée du récipient par réglage de trop-plein à droite et au-dessus de la suspension S ; éventuellement, les éléments de refroidissement présentant des dépôts sont remplacés par des éléments de refroidissement nouveaux) ; - des récipients agitateurs (c’est-à-dire, par exemple, des récipients, qui sont entourés d’une chemise de refroidissement et/ou équipés d’éléments de refroidissement (tubes de refroidissement, plateaux de refroidissement) ; en outre, ils présentent un mécanisme d’agitation qui mélange par agitation en continu le contenu de l’espace interne qui n’est pas occupé par les éléments de refroidissement ; la phase liquide P est acheminée par pompage et la suspension S est évacuée par trop-plein) ; - un votator (tube agitateur refroidi par une chemise, dont la paroi est raclée par des lames racles pressées par des ressorts ; la phase liquide P est pompée à une extrémité, tandis que la suspension S s’écoule à l’extérieur à l’autre extrémité) ; - des cristallisateurs à disques (récipients en forme d’auge avec un arbre agencé horizontalement, sur lequel sont montés, à intervalles réguliers, des disques creux, qui sont parcourus par le réfrigérant en règle générale à contre-courant avec la phase liquide à cristalliser P et ont des sections en forme de secteurs pour le passage de la phase liquide P ou de la suspension de cristallisât ; une agitation douce de la suspension de cristallisât à travers les disques et les conduites de réfrigérant qui les raccordent ; la phase liquide P est introduite sur le premier côté par pompage dans le cristallisateur à disques et est évacuée du cristallisateur à disques du côté opposé par réglage du trop-plein) ; - des cristallisateurs à circulation forcée de la société Swanson ou Messo Chemietechnik.

Des cristallisateurs convenant tout particulièrement au procédé selon l’invention (en particulier, dans le cas de l’acide acrylique, de l’acide méthacrylique, du p-xylène ou de la N-vinylpyrrolidone comme produit cible X) sont des cristallisateurs à disques de refroidissement (les disques de refroidissement se trouvant dans l’espace secondaire contiennent les espaces primaires), par exemple ceux décrits dans le Research Disclosure Database Number 496005 (publié en août 2005) et dans le Research Disclosure Database Number 479008 (publié en mars 2004).

Comme agent réfrigérant fluide (ou agent auxiliaire), on peut utiliser autant des gaz que des liquides.

On préfère selon l’invention utiliser des agents réfrigérants (ou des agents chauffants) liquides. Comme agents réfrigérants (ou agents chauffants) liquides, on peut citer, par exemple, des huiles caloporteuses, de l’eau, des solutions de sels dans de l’eau, des alcools organiques mono- ou plurivalents tels que le méthanol, l’éthanol, le propanol, le glycol et/ou le glycérol, mais également des mélanges d’un ou plusieurs des agents réfrigérants précités, par exemple des mélanges d’eau et de méthanol ou des mélanges d’eau et de glycol (par exemple avec 10 à 60 % en poids de glycol).

La température T«em (température à laquelle l’agent réfrigérant fluide est acheminé au au moins un espace primaire) est réglée de manière typique à une valeur de 0 à 20 K, fréquemment de 1 à 15 K et la plupart du temps de 2 à 10 K en dessous de Tsaus (température à laquelle on retire la suspension S de l’espace secondaire). La température TKein se situe nécessairement en dessous de la température 'à laquelle la phase liquide P est acheminée simultanément à l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur.

Mais, dans de nombreux cas, il reste des éléments de surface de la paroi séparatrice qui ne peuvent pas être raclés ou seulement difficilement. C’est, par exemple, le cas lorsque l’espace primaire est l’espace interne d’un disque de refroidissement circulaire, qui se trouve, par exemple, de manière simple, immergé dans la phase liquide s’écoulant dans l’espace secondaire. Tandis que les côtés avant et arrière du disque de refroidissement sont accessibles de manière relativement simple à un raclage, cela n'est normalement plus le cas sur la surface de la chemise du disque de refroidissement. Ces éléments de surface font donc l'objet en règle générale d'un chauffage d’accompagnement, qui doit supprimer ces dépôts de cristallisât. Un tel chauffage d’accompagnement peut, par exemple, être un chauffage d’accompagnement résistif. Il va de soi qu’un tel chauffage d’accompagnement peut cependant se réaliser par échange de chaleur indirect (par exemple, par parcours d’un profil creux ménagé avec un agent de chauffage fluide).

Les cristaux du cristallisât de suspension se formant lors de la réalisation du procédé selon l’invention présentent de manière typique une extension longitudinale (ligne de liaison rectiligne directe la plus longue de deux points se trouvant sur la surface des cristaux) dans la zone de 1 à 10.000 pm, fréquemment de 10 à 1.000 pm, plus fréquemment de 100 à 800 pm et très souvent de 300 à 600 pm.

Du reste, la séparation par cristallisation peut être réalisée tout comme les cristallisations.de suspension effectuées dans l’état de la technique.

L’augmentation de Tsaus à TPu et/ou de Me,R9es à MB,pu9es n’est généralement effectuée dans le cadre de la présente invention que lorsque cela est nécessaire pour réduire la sursaturation dans la suspension S. Autrement, l’effet de la cristallisation de la suspension serait contrecarré dans une certaine mesure.

Le procédé selon l’invention convient également lorsque la teneur de la phase résiduaire liquide R (lessive mère) contenant la suspension S prélevée dans l’espace secondaire en produit cible X est plus grande que 70 % en poids. Mais cela convient également lorsque la teneur précitée en produit cible X dans la phase résiduelle liquide R présente une valeur £ 80 % en poids ou £ 85 % en poids ou £ 87 % en poids ou > 90 % en poids ou > 92 % en poids ou > 94 % en poids ou > 95 % en poids ou > 96 % en poids ou > 97 % en poids ou > 98 % en poids ou £ 99 % en poids.

En fait, le procédé selon l’invention convient dans le cas de telles phases liquides dont la teneur en produit cible X a une valeur > 70 % en poids ou £ 75 % en poids ou £ 80 % en poids ou £ 85 % en poids ou > 87 % en poids ou £ 90 % en poids ou £ 92 % en poids ou £ 94 % en poids ou > 95 % en poids ou > 96 % en poids ou > 98 % en poids ou > 99 % en poids. En règle générale, la teneur précitée de la phase liquide P acheminée dans le procédé selon l’invention à l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur en produit cible X atteint cependant une valeur inférieure ou égale à 99,995 % en poids, mieux encore inférieure ou égale à 99,99 % en poids.

Comme produit cible X, on citera, pour la cristallisation de suspension effectuée selon l’invention comme cristallisation de refroidissement, par exemple, les acides carboxyliques saturés ou insaturés, tels que l’acide acétique, l’acide propionique, l’acide acrylique et l’acide méthacrylique, ou des aromatiques substitués (par exemple avec des groupements halogène, méthyle, carboxyle, hydroxyle et/ou azote (par exemple, -NH2) comme substituants), notamment le p-xylène, le crésol et le chlorobenzène, ou des composés aromatiques à plusieurs noyaux, tels que le naphtalène et le àphénol A, ou des isocyanates, tels que le TDI et le MDI, ou des composés vinyliques, tels que la N-vinylpyrrolidone, ou des oligomères de formaldéhyde, tels que le trioxanne ou des sels inorganiques, tels que les sels de Na ou de K (par exemple, les sulfates, les chlorures, les bromures et les iodures).

Le procédé selon l’invention convient en particulier dans le cas de l’acide acrylique, de l’acide méthacrylique, du p-xylène ou de la N-vinylpyrrolidone comme produit cible X.

Si l’acide acrylique est le produit cible X, il se forme par exemple de l’eau, de l’acide diacrylique (adduit de Michael), de l’acide méthacrylique, de l’acide benzoïque, de l’acide acétique et de l’acide propionique, qui sont des substances convenant à l’invention pour augmenter par une addition externe MB,R9es à MB,pu9es· II peut être avantageux selon l’invention, dans le cas de l’acide acrylique comme produit cible X, dans le cadre de l’augmentation précitée de MB,Rges à MB,Puges, d’utiliser également ce que l’on appelle de l’eau acide, comme on en produit normalement dans le cadre d’une séparation de l’acide acrylique du mélange de produits gazeux d’une oxydation en phase gazeuse partielle à catalyse hétérogène d’un composé précurseur en C3 de l’acide acrylique (par exemple, le propane, le propylène, l’acroléine, l’acide propionique, le propanol, la glycérine et/ou le propionaldéhyde) (se référer, par exemple, au document WO 2004/035514, à la demande allemande n° 10 2007 004 960.0, aux documents DE-A 10243625 et DE-A 10323758). En règle générale, l’eau acide contient au moins 60 % en poids (fréquemment moins de 70 % en poids, la plupart du temps moins de 75 % en poids, souvent moins de 80 % en poids) d’eau et au moins 3 % en poids (fréquemment au moins 5 % en poids, plus fréquemment au moins 7 % en poids, assez fréquemment au moins 9 % en poids ou au moins 11 % en poids) d’acide acrylique.

Si l’acide méthacrylique est le produit cible X, il se forme, par exemple, de l’eau, de l’acide acrylique et de l’acide acétique qui sont des substances convenant à la présente invention pour augmenter par addition externe MB,Rges à MB,Puges.

Si le p-xylène est le produit cible X, il se forme par exemple de l'eau ainsi que des n- et o-xylènes qui sont des substances convenant à l’invention pour augmenter par addition externe MB,Rges à MBiPuges.

Si la N-vinylpyrrolidone (également 1-vinyl-2-pyrrolidone) est le produit cible X, il se forme par exemple de l’eau et de la 2-pyrrolidone qui sont des 'substances convenant à l’invention pour augmenter par addition externe MB,Rges à MB,Pu9es.

Convient tout particulièrement le procédé selon l’invention dans le cas de l’acide acrylique comme produit cible X et d’un acide acrylique brut comme phase liquide, qui présente l’un des sels suivants dans les teneurs suivantes : > 70 % en poids Acide acrylique,

Jusqu'à 15 % en poids Acide acétique,

Jusqu'à 5 % en poids Acide propionique,

Jusqu'à 5 % en poids Aldéhydes de faibles poids moléculaires,

Jusqu'à 3 % en poids Inhibiteurs de polymérisation, 0 à 5 % en poids Acide diacrylique (Adduit de Michael), et

Jusqu’à 25 % en poids Eau ; ou > 80 % en poids Acide acrylique, > 100 ppm en poids à < 15 % en Acide acétique, poids >10 ppm en poids à < 5 % en Acide propionique, poids

Jusqu'à 5 % en poids Aldéhydes de faibles poids moléculaires,

Jusqu'à 3 % en poids Inhibiteurs de polymérisation, et 0 à 5 % en poids Diacide acrylique (Adduit de

Michael), et

Jusqu’à 15 % en poids Eau ; ou £ 85 % en poids Acide acrylique, > 100 ppm en poids à < 10 % Acide acétique, en poids >10 ppm en poids à < 5 % en Acide propionique, poids

Jusqu'à 5 % en poids Aldéhydes de faibles poids moléculaires,

Jusqu’à 3 % en poids Inhibiteurs de polymérisation, 0 à 5 % en poids Diacide acrylique (Adduit de Michael), et

Jusqu'à 10 % en poids Eau ; ou > 90 % en poids Acide acrylique, > 100 ppm en poids à < 5 % en Acide acétique, poids > 10 ppm en poids à < 2 % en Acide propionique, poids

Jusqu'à 2 % en poids Aldéhydes de faibles poids moléculaires,

Jusqu'à 2 % en poids Inhibiteurs de polymérisation, 0 à 3 % en poids Diacide acrylique (Adduit de Michael), et

Jusqu'à 9 % en poids Eau ; ou > 95 % en poids Acide acrylique, > 100 ppm en poids à < 3 % en Acide acétique, poids >10 ppm en poids à <2% en Acide propionique, poids

Jusqu'à 2 % en poids Aldéhydes de faibles poids moléculaires,

Jusqu'à 2 % en poids Inhibiteurs de polymérisation, 0 à 2 % en poids Diacide acrylique (Adduit de

Michael), et

Jusqu'à 4,9 % en poids Eau ; ou 93 à 98 % en poids Acide acrylique, 1 à 5 % en poids Eau, 0,001 à 3 % en poids Acroléine, > 0 à 3 % en poids Méthacroléine, £ 0 à 3 % en poids Acide méthacrylique, 0,1 à 3 % en poids Acide acétique, 0,01 à 3 % en poids Acide propionique, 0,001 à 3 % en poids Formaldéhyde, 0,001 à 3 % en poids Aldéhydes différents du formaldéhyde, 0,01 à 3 % en poids Acide maléique, et > 0 à 3 % en poids Protoanémonine.

On obtient des acides acryliques bruts, par exemple, selon les procédés connus de l’état de la technique (se référer, par exemple, aux documents EP-A 1 818 324, WO 01/77056, DE-A 103 32 758, DE-A 102 43 625, à la demande allemande de numéro de dossier 10 2006 057 631.4, à la demande allemande de numéro de dossier 10 2006 062 258.8, à la demande allemande de numéro de dossier 10 2007 004 960.0, au document WO 2004/035514, à la demande allemande de numéro de dossier 10 2006 049 939.5, aux documents DE-A 10 2005 029 629, WO 03/041832 et DE-A 10 2005 015 639 ainsi qu'à l'état de la technique cité dans ces documents).

En l’occurrence, il s’agit en règle générale d’acides acryliques bruts, qui ont été obtenus à partir du mélange de produits gazeux par oxydation partielle, à catalyse hétérogène, d’au moins un composé précurseur en C3 de l’acide acrylique (par exemple, le propane, le propylène, le glycérol, l’acroléine, l’acide propionique, le propanol et/ou le propionaldéhyde) (revenir sur ceux-ci).

En l'occurrence, pour le procédé selon l’invention pour la production de la phase liquide P, on peut citer en particulier un tel acide acrylique brut, qui a été produit à partir du mélange de produits gazeux par oxydation en phase gazeuse partielle à catalyse hétérogène d’un composé précurseur en C3 en utilisant au moins un procédé de séparation imprécis. Cela en particulier lorsque l’on recycle la phase liquide produite lors de la séparation selon l’invention au moins en partie dans au moins l’un des procédés de séparation imprécis appliqués au moins partiellement dans au moins l’un des procédés de séparation imprécis appliqués à la fabrication de l’acide acrylique brut à partir du mélange de produits gazeux de l’oxydation partielle en phase gazeuse.

La structure de base d’une telle application combinée du procédé de séparation imprécis et du procédé de séparation précis pour la cristallisation est enseignée, par exemple, dans les documents DE-A 196 06 877, EP-A 792 867 ainsi que dans les documents EP-A 1 484 308, EP-A 1 116 709, EP-A 1 818 324 et en particulier le document EP-A 1015 410.

Dans le cas le plus simple, l’acide acrylique brut à utiliser pour l’obtention de la phase liquide P peut être l’absorbat et/ou le condensât obtenu de manière partielle et/ou fractionnée d’une séparation par absorption et/ou par condensation de l’acide acrylique du mélange de produits gazeux d’une oxydation en phase gazeuse partielle à catalyse hétérogène au moins d’un précurseur en C3 réalisée dans ce document. Un recyclage de la phase liquide produite dans la séparation selon l’invention se fait de manière appropriée par absorption et/ou condensation (se référer au document EP-A 1 818 324).

On recyclera avantageusement l’acide acrylique contenu comme produit cible X dans la phase liquide P dans un mélange de produits gazeux soumis à une oxydation partielle, qui contient : 1 bis 30 % en volume d’acide acrylique, > 0 à éventuellement 0,005 à 10 % en volume de propylène, £ 0 ou 0,001 à 2 % en volume d'acroléine, > 0 ou 0,001 à 2 % en volume de méthacroléine, > 0 ou 0,001 à 2 % en volume d'acide méthacrylique, > 0 ou 0,005 à 10 % en volume d'oxygène moléculaire,, £ 0 ou 0,005 à 3 % en volume d'acide acétique, > 0 ou 0,001 à 2 % en volume d'acide propionique, > 0 ou 0,001 à 2 % en volume de formaldéhyde, > 0 ou 0,001 à 2 % en volume d'autres aldéhydes, et 10 à 98 ou 50 à 98% en volume de gaz de dilution (inertes).

Les gaz de dilution peuvent contenir par exemple : > 0 ou 0,005 à 90 % en volume d'hydrocarbures saturés en Ci-C6 (en particulier le propane, le méthane et/ou l'éthane), > 0 ou 0,05 à 30 % en volume de vapeur d'eau, £ 0 ou 0,05 à 15 % en volume d'oxydes de carbone (CO et/ou CO2), et £ 0 ou 1 à 90 % en volume d'azote moléculaire.

En l’occurrence, le mélange de produits gazeux d’oxydation partielle peut être ramené en particulier à une oxydation partielle, telle que décrite dans les documents DE-A 10 2004 032 129 et leurs droits de protection étrangers équivalents, DE-A 102 45 585, WO 03/076370, WO 01/96271, EP-A 117 146, WO 03/011804, US-A 3,161,670, DE-A 33 13 573, DE-A 103 16 039 et WO 01/96270 à partir de propylène et/ou de propane, et la source de propylene presente eventuellement une hydrogénation de propane et/ou une hydrogénation d’oxyde de propane (éventuellement catalysée de manière hétérogène) comme stade réactionnel aménagé en amont.

Pour séparer la suspension de cristallisât acheminée du récipient tampon du dispositif de séparation en cristallisât qui y est contenu et en phase liquide qui y est contenue, on peut citer dans le cadre du procédé selon l’invention de manière tout à fait générale tous les procédés détaillés dans les documents WO 2006/111565, WO 01/77856, WO 02/055469 ainsi que WO 03/078378 (par exemple des procédés de séparation mécanique, tels que la centrifugation). En l’occurrence il s’agit avantageusement d’une colonne de lavage avec un transport forcé des cristaux séparés (par exemple des cristaux d’acide acrylique). La fraction volumique de cristallisât dans le lit de cristallisât atteint en l’occurrence en règle générale des valeurs supérieures à 0,5. En général, la colonne de lavage est exploitée à des valeurs de 0,6 à 0,75. Comme liquide de lavage, on utilisera avantageusement la masse fondue de cristaux (par exemple, des cristaux d’acide acrylique) préalablement purifiés (séparés) dans la colonne de lavage. Le lavage se fait normalement à contre-courant.

En particulier, le procédé selon l’invention comprend des procédés dans lesquels la phase liquide P présente des valeurs > 70 % en poids ou > 75 % en poids ou > 80 % en poids ou £ 85 % en poids ou > 90 % en poids ou > 95 % en poids.

Par ailleurs, il est avantageux selon l’invention que la teneur en eau de l’acide acrylique comme phase liquide P contenant le produit cible X, par rapport à l’acide acrylique contenu dans la phase liquide P, présente des valeurs de 0,2 ou 0,4 à 8, ou à 10, ou à 20, ou à 30 % en poids, ou 0,60 à 5 % en poids ou 0,60 à 3 % en poids.

Il va de soi que le procédé selon l’invention peut être également utilisé sur tous les acides acryliques bruts du document WO

98/01414 ainsi que sur tous les p-xylènes bruts du document EP-A-097405 comme phase liquide P.

En règle générale, la température de la suspension (de cristallisât) S se situe, lors de son retrait de l’espace secondaire (Tsaus) en utilisant de l’acide acrylique brut comme phase liquide P contenant le produit cible X dans le procédé selon l’invention, dans la plage de -25 °C à +14 °C, en particulier dans la plage de -5 °C à +12 °C et, tout particulièrement, dans la plage de 4 ou 6 à 9 °C.

Il va de soi que toutes les étapes du procédé, dans lesquelles de l’acide acrylique est impliqué, sont réalisées en empêchant toute polymérisation. En l’occurrence, on peut procéder comme décrit dans l’état de la technique. Une position dominante parmi la totalité des stabilisateurs de procédés disponibles opérant sur base d’acide acrylique est prise en l’occurrence par la dibenzo-1,4-thiazine (ppz), le 4-hydroxy-2,2,6,6-tétraméthyl-pipéridine-1-oxyle (40H-TEMPO) et le p-méthoxyphénol (MEHQ), qui peuvent être respectivement utilisés individuellement, à raison de deux ou d'un mélange de trois des composants de la phase liquide P (par exemple, l’acide acrylique brut). Habituellement, sa quantité totale atteint 0,001 à 2 % en poids par rapport à l’acide acrylique contenu dans la phase liquide P.

De manière correspondante et comme détaillé, par exemple, pour l’acide acrylique, le procédé de l’invention peut également être intégré au procédé de fabrication d’autres produits cibles X.

En particulier, la présente invention comprend donc des procédés, dans lesquels, en partant du réservoir tampon, une colonne de lavage utilisée comme dispositif de séparation est alimentée en suspension de cristallisât contenue dans le réservoir tampon, procédé dans lequel : - celui-ci présente une paroi de colonne de lavage, qui englobe un espace de traitement, - en maintenant le cristallisât contenu dans la suspension de cristallisât et en formant un lit de cristallisât dans l’espace de traitement à partir de la suspension de cristallisât acheminée dans l’espace de traitement, on délivre une phase liquide de l’espace de traitement, - le lit de cristallisât est transporté dans l’espace de traitement, - dans l’espace de traitement, au moins une force différente de la gravitation agit dans le sens de transport du lit de cristallisât, laquelle force transporte le lit de cristallisât dans l’espace de traitement, - dans l’espace de traitement, à contre-courant avec le lit de cristallisât, une masse fondue pure constituée de cristallisât fondue et séparé préalablement par ce procédé de séparation de la colonne de lavage est acheminée de sorte que, dans le lit de cristallisât, il se forme un front de lavage, qui divise le lit de cristallisât en une zone de phase liquide et en une zone de fusion pure, et à l’extrémité opposée à l’acheminement de la suspension de cristallisât de la colonne de lavage, on extrait en continu le cristallisât qui s'est développé dans la colonne de lavage sous une forme solide et/ou fondue.

Ce qui a été dit ci-dessus vaut surtout lorsque, dans le procédé selon l’invention, le produit cible X est l’acide acrylique. En général, il se raccorde dans ce cas, après séparation du cristallisât d’acide acrylique finement divisé, un autre procédé, dans lequel le cristallisât d’acide acrylique séparé est fondu et ensuite soumis en soi à une polymérisation (par exemple radicalaire) ou avec d’autres composés mono-éthyléniquement insaturés (par exemple, une polymérisation en solution, une polymérisation en émulsion, une polymérisation en suspension, une polymérisation en phase gazeuse ou une polymérisation en masse). Un tel procédé peut également se raccorder lorsque la séparation de la suspension de cristallisât en cristallisât et en phase liquide est effectuée d’une autre manière qu’avec une colonne de lavage.

En règle générale, dans le procédé selon l’invention, le courant massique de phase liquide P acheminé à l’espace secondaire d un echangeur de chaleur indirect atteint 2 à 80 t/h. A cela correspondent des courants massiques mx acheminés à la phase liquide P d'une valeur de 1,4 à 79,8 t/h.

En fonction du problème de séparation respectif (y compris le dispositif de séparation utilisé) ainsi que du type et des dimensions des cristaux constituant le cristallisât, le degré de cristallisation Y de la suspension S se situe fréquemment dans la plage de 0,10 à 0,50, avec une plus grande fréquence dans la plage de 0,20 à 0,40, et tout particulièrement dans la plage de 0,25 à 0,35 ou 0,30.

EXEMPLE ET EXEMPLE COMPARATIF I. EXEMPLE

On exploite en parallèle deux cristallisateurs à disques de refroidissement agités et raclés du type de structure décrit dans le Research Disclosure Database Number 496005 (publié en août 2005). Ceux-ci sont formés d’une auge, dans laquelle 24 plaques de refroidissement (disques de refroidissement) circulaires raclées sont suspendues l’une derrière l’autre à distance équidistante de 30 ± 1 cm. Le diamètre des plaques est de 3,3 m. L’épaisseur des plaques est de 5,2 cm.

Comme agent réfrigérant, on utilise pour chacun des deux cristallisateurs un mélange de 70 % en poids d’eau et de 30 % en poids de glycol. L’agent réfrigérant est acheminé dans le cristallisateur respectif à contre-courant avec la phase liquide P acheminée au cristallisateur à travers celui-ci et, en l’occurrence, encore enrichi en passant d'un disque de refroidissement au disque de refroidissement suivant. En fait, l’agent réfrigérant est acheminé, dans chacun des deux cristallisateurs, réparti sous la forme de deux courants parallèles de même grandeur sur les plaques de refroidissement du cristallisateur respectif. Un courant partiel de moitié passe à travers les plaques de refroidissement numériquement alignées, l’autre courant partiel de moitié passe à travers les plaques de refroidissement numériquement non alignées (le chiffrage des disques de refroidissement dans le sens decoulement de lagent réfrigérant commençant par 1). Les surfaces de refroidissement sont constituées d’acier fin (matériau DIN 1.4541). L’épaisseur de paroi des surfaces de refroidissement en acier fin est de 4 mm. Le nombre de tours du dispositif de raclage est de 5 à 6 tours/minute. L’arbre entraînant le dispositif de raclage et qui est guidé centré par les disques de refroidissement est étanché par des garnitures de presse-étoupe rincées à l’eau (cordon de garniture en Teflon ; quantité de rinçage : quelques litres d’eau par heure jusqu’à 10 litres par heure par garniture). Sur la périphérie de chaque disque de refroidissement, où il ne peut y avoir de raclage, on applique un profilé creux (un tube soudé ; (matériau : acier fin (matériau DIN 1.4541), épaisseur de paroi = 3,6 mm). Le profilé creux des disques de refroidissement individuels d’un cristallisateur est parcouru en parallèle à des fins de chauffage d’accompagnement par un agent caloporteur liquide I, qui est constitué de 70 % en poids d’eau et de 30 % en poids de glycol.

Les dispositifs de raclage sont segmentés dans la direction radiale (4 segments).

La force de compression spécifique des dispositifs de raclage se situe à l’état monté perpendiculairement à la surface de raclage à environ 4 N par centimètre de longueur d’arête de raclage active. Comme matériau de raclage, on utilise du Multilène®PE1000. En plus des dispositifs de raclage, l’arbre entraîne des palettes (entre deux disques de refroidissement et devant les premier et dernier disques de refroidissement, respectivement en agencement symétrique), ce qui assure un mélange renforcé. Dans la partie arrière du cristallisateur respectif dans le sens de transport de la suspension de cristallisât (derrière le dernier disque de refroidissement) s’écoule la suspension (de cristallisât) formée dans le cristallisateur individuel S respectivement via un déversoir de trop-plein dans un réservoir tampon agité à l’aide d’un agitateur hélicoïdal (réservoir en acier fin en matériau DIN n° 1.4541 ; volume interne : 20 m3, épaisseur de paroi : 10 mm ; diamètre interne = 2,58 m ; le fond du récipient tampon est réalisé avec des serpentins mi-tubulaires soudés ; à travers l’espace des serpentins mi-tubulaires, on achemine comme agent caloporteur liquide II un mélange de 70 % en poids d’eau et de 30 % en poids de glycol ; la teneur complète stationnaire du réservoir tampon en suspension de cristallisât atteint 16 m3, à partir desquels deux colonnes de lavage de fusion hydrauliques de même structure sont alimentées en parallèle par la suspension de cristallisât extraite du réservoir tampon (après séparation du courant massique en suspension S retirée du réservoir tampon S), l’intensité du courant de retrait correspond à l’intensité du courant d’alimentation total provenant des cristallisateurs) sur les deux colonnes de lavage se fait respectivement encore avant l’entrée dans la colonne de lavage respective l'écoulement à travers un débitmètre massique de Coriolis aux fins de déterminer le degré de cristallisation Y via la densité massique du courant massique partiel respectif) afin de le séparer en phase liquide et en cristallisât. La séparation dans les colonnes de lavage en fusion se fait comme dans les documents EP-A 1 272 453, EP-A 1 448 283, WO 03/041833, EP-A 1 305 097, DE-A 101 56 016, DE-A 10 2005 018702, DE-A 102 23 058 et dans la demande allemande de numéro de dossier 10 2007 004 960.0. Le diamètre interne de la colonne de lavage individuelle est de 1,4 m. L’alimentation des colonnes de lavage par la suspension de cristallisât se fait respectivement au moyen d’une pompe centrifuge (type Kanalrat, société KSB), dans laquelle la commande quantitative se fait par le réglage du nombre de tours des pompes. La phase liquide séparée dans les colonnes de lavage est recyclée via un autre réservoir tampon comme sur la Fig. 5 du document WO 01/77056 ou comme décrit dans la demande allemande n° 10 2007 004 960.0 dans la condensation fractionnée utilisée pour la fabrication de l’acide acrylique comme phase liquide P contenant le produit cible.

Chacun des deux cristallisateurs a un toit en acier fin (matériau DIN 1.4541)) et fermé à l’encontre de toute entrée d’air ambiant. Autant les colonnes de lavage fabriquées également en acier fin (matériau DIN 1.4541, épaisseur de paroi 10 mm) que les cristallisateurs et le réservoir tampon sont calorifugés et rendus étanches à la vapeur d’eau (se référer, par exemple, au document DE-A 10 2007 032 633) du fait du Styropor appliqué sur leurs gainages en acier fin et de la feuille d’alubutyl collée par-dessus et provenant de la société WeGo System Baustofe, filiale VTI à 67014 Ludwigshafen/Rhein.

Les colonnes de lavage, le réservoir tampon et les cristallisateurs sont logés dans une enceinte commune. La température de l’air dans l’enceinte commune se situe entre 25 °C et 28 °C. Le transport matériel depuis les cristallisateurs jusqu'au réservoir tampon et de celui-ci dans la colonne de lavage se fait également à l’abri de l’air ambiant ainsi que sous calorifugeage et étanchéité à la vapeur d’eau. Le degré de cristallisation Y est réglé à 0,28 pour chacun des deux cristallisateurs exploités en parallèle de manière autonome. On peut s’opposer à un écart de réglage dans les deux cas par augmentation ou réduction de la valeur respective de la température T«e,n.

Les conditions d’exploitation de deux cristallisateurs sont caractérisées par les conditions cadres suivantes.

Produit cible X = acide acrylique

La phase P acheminée aux cristallisateurs est de l’acide acrylique brut, qui est converti en acide acrylique par condensation fractionnée d’un mélange de produits gazeux d’une oxydation en phase gazeuse partielle à catalyse hétérogène en deux étapes de propylène de qualité chimique. Sa teneur en acide acrylique est de 94,44 % en poids. La MB,p9es atteint 0,1483.

La température d’entrée T«6"1 de l’agent réfrigérant dans la zone de l’espace primaire du cristallisateur respectif est d’environ 2,1 °C.

La température de sortie Τκ3υδ de l’agent réfrigérant de la zone de l’espace primaire du cristallisateur respectif est d’environ 4,7 °C.

Le courant massique d’agent réfrigérant acheminé à l’espace primaire du catalyseur respectif ιτίκ atteint environ 208 t/h.

La température d’entrée TH,iem de l’agent caloporteur dans le profilé creux respectif des disques de refroidissement du cristallisateur respectif est d’environ 12 °C.

La température de sortie TH,iaus de l’agent caloporteur I du profilé creux respectif des disques de refroidissement du cristallisateur respectif est d’environ 10,4 °C.

Le courant massique d’agent caloporteur I itih.i acheminé aux profilés creux des . disques de refroidissement du cristallisateur ; respectif en totalité est d’environ 43 t/h.

La température d’entrée Tpem de la phase liquide P dans l’espace secondaire respectif est d’environ 14 °C.

La température Tsaus de la suspension S lors de son retrait de l’espace secondaire respectif atteint environ 7,0 °C.

La teneur en acide acrylique de la phase résiduelle liquide R dans la suspension retirée de l’espace secondaire S est de 92,34 % en poids.

La fraction molaire totale Ms,R9es des composants différents de l’acide acrylique dans la phase résiduelle liquide précitée R est de 0,1991.

L’intensité du courant massique mp, à laquelle la phase liquide P est acheminée à l’espace secondaire du cristallisateur respectif et la suspension S est évacuée de l’espace secondaire du cristallisateur respectif, est d’environ 26,5 t/h. Il en ressort un mx d’environ 25,0 t/h pour chaque espace secondaire.

La température d’entrée Τη,ι®"1 de l’agent caloporteur II dans l’espace des serpentins mi-tubulaires du fond du réservoir tampon est d’environ 32 °C. La température de sortie THinaus de l’agent caloporteur II de l’espace de serpentins mi-tubulaires du fond du réservoir tampon est d’environ 26 °C. Le courant massique caloporteur II acheminé au total à l’espace de serpentins du fond du réservoir tampon est d’environ 5 t/h.

La température T de la suspension de cristallisât se trouvant dans le réservoir tampon est de 7,7 °C.

L’état d’exploitation décrit ci-dessus est maintenu avec les fluctuations usuelles comme décrit ci-dessus sur un espace de temps de deux semaines sans difficulté. La réduction de la sursaturation est en l’occurrence observée en continu.

II. EXEMPLE COMPARATIF

On procède comme dans l’exemple, mais le courant d’agent caloporteur II n’est pas acheminé à l’espace de serpentins mi-tubulaires du fond du réservoir tampon.

En lieu et place, l’espace de serpentins mi-tubulaires fermé du fond du réservoir tampon contient un agent caloporteur II liquide stationnaire. La température de la suspension de cristallisât se trouvant dans le réservoir tampon correspond en substance à la température Tsaus de la suspension S à son retrait de l’espace secondaire respectif. Il ne s’ensuit pas de réduction de la sursaturation comme décrit dans l’exemple.

Après une durée de fonctionnement de 4 jours, le fonctionnement a dû être interrompu, car une pompe de Kanalrat utilisée pour alimenter la colonne de lavage de la suspension de cristallisât n'assurait plus de transport de la suspension S (obturation de la conduite et/ou de la pompe).

La demande de brevet provisoire US n° 60/971994, déposée le 13 septembre 2007, est incluse dans la présente demande par référence à la littérature.

En ce qui concerne l’enseignement précité, de nombreuses variantes et de nombreux écarts de la présente invention sont possibles. On peut donc en tirer la conclusion que l’invention, dans le cadre des revendications ci-annexées, peut être réalisée également autrement que comme décrit spécifiquement ici.

Claims (7)

1. Procédé de séparation en continu d’un produit cible X sous la forme d’un cristallisât finement divisé du produit cible X à partir d’une phase liquide P constituée du produit cible X ainsi que de composants B, différents du produit cible X, phase dont la fraction molaire totale de composants B, présente la valeur MB,p9es, comprenant l'exploitation d’un échangeur de chaleur indirect présentant un espace secondaire et au moins un espace primaire, dans lequel l’espace secondaire et le au moins un espace primaire sont séparés spatialement l’un de l’autre par au moins une paroi séparatrice matérielle, qui sert de surface de transfert de chaleur de l’espace secondaire dans le au moins un espace primaire, en introduisant un courant de phase liquide P dans l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur, tandis que le au moins un espace primaire est parcouru simultanément par au moins un agent réfrigérant fluide de sorte qu’il se forme dans l’espace secondaire, tout en laissant subsister une phase résiduaire liquide R provenant de la phase liquide P, un cristallisât finement divisé du produit cible X, qui est en suspension dans la phase résiduelle liquide restante R, et qui contient, en comparaison de la phase liquide P, les composants différents du produit cible X avec un rapport molaire total MB,Rges > MB,p9es et dont la teneur en produit cible X atteint au moins 70 % en poids, tout en conservant une suspension S, présentant un degré de cristallisation Y, de cristallisât finement divisé du produit cible X dans la phase résiduaire liquide R, et on retire de l’espace secondaire de l’échangeur de chaleur en continu de la suspension S à la température Tsaus et, par ailleurs, comprenant l’acheminement de la suspension S retirée à la température Tsaus dans un récipient tampon mélangé, ainsi qu’à l’aide d’une pompe, en provenance du récipient tampon, l’alimentation d’un dispositif de séparation par la suspension contenue dans le récipient tampon de cristallisât finement divisé du produit cible X et la séparation de la suspension acheminée au dispositif de séparation en cristallisât qui y est contenu et en phase liquide qui y est contenue, caractérisé en ce que, sur le trajet de l’espace secondaire dans le récipient tampon, dans le récipient tampon lui-même et/ou dans une ou plusieurs conduites de pompage menant hors du récipient tampon et à nouveau dans celui-ci, la température de la suspension S acheminée au récipient tampon est augmentée à l’aide d’une source d’énergie externe à une valeur TPu au-dessus de Tsaus et/ou la fraction molaire totale des composants différents du produit cible X est contenue dans la phase résiduelle liquide R de la suspension S acheminée au récipient tampon par une addition externe de composants différents du produit cible X à une valeur MB,pu9es au-dessus de MB,R9es.

2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que

3. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l’augmentation de Mb,r96S à MB,pu9es par rapport à MB,R9es est > 0,1 %.

4. Procédé selon l’une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que le produit cible X est l’acide acrylique, l’acide méthacrylique, la N-vinylpyrrolidone ou le o-xylène.

5. Procédé selon l’une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que la teneur de la phase résiduelle liquide R en produit cible X est supérieure ou égale à 80 % en poids.

6. Procédé selon l’une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que la teneur de la phase résiduelle liquide R en produit cible X est supérieure ou égale à 90 % en poids.

7. Procédé selon l’une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que le degré de cristallisation Y est de 0,20 à 0,40.