BR112012018892B1 - sistema para produzir um ácido policarboxílico, e, método para produzir uma composição de ácido policarboxílico - Google Patents

Abstract

sistema para produzir um ácido policarboxílico, e, método para produzir uma composição de ácido policarboxílico. são descritos processo e aparelho para divisão vertical do suprimento de oxigênio a um reator pós-oxidação. são adicionalmente descritos processo e aparelho para suprir meio de reação a um reator pós-oxidação em uma entrada de nível intermediário. tais aparelho e processo podem ajudar na redução da captação de oxigênio através do reator pós-oxidação.

Description

(54) Título: SISTEMA PARA PRODUZIR UM ÁCIDO POLICARBOXÍLICO, E, MÉTODO PARA PRODUZIR UMA COMPOSIÇÃO DE ÁCIDO POLICARBOXÍLICO (73) Titular: GRUPO PETROTEMEX, S.A. DE C.V.. Endereço: Ricardo Margain N. 444, Torre Sur, Piso 16, Col. Valle Dei Campestre, San Pedro Garza Garcia, Nuevo Leon 66265, MÉXICO(MX) (72) Inventor: ASHFAQ SHAIKH; DAVID LANGE.

Prazo de Validade: 20 (vinte) anos contados a partir de 09/12/2010, observadas as condições legais

Expedida em: 21/11/2018

Assinado digitalmente por:

Alexandre Gomes Ciancio

Diretor Substituto de Patentes, Programas de Computador e Topografias de Circuitos Integrados / 63 “SISTEMA PARA PRODUZIR UM ÁCIDO POLICARBOXÍLICO, E, MÉTODO PARA PRODUZIR UMA COMPOSIÇÃO DE ÁCIDO POLICARBOXÍLICO”

REFERÊNCIA CRUZADA A PEDIDOS RELACIONADOS [1] Este pedido reivindica prioridade para os três pedidos de patente provisórios seguintes, número de série U.S. 61/299.450, depositado 29 de janeiro de 2010, intitulado “Oxidation System with Sidedraw Secondary Reactor”, pedido de patente provisório número de série U.S. 61/299.453, depositado em 29 de janeiro de 2010, intitulado “Oxidation System with Sidedraw Secondary Reactor” e pedido de patente provisório número de série 61/299.455, depositado em 29 de janeiro de 2010, intitulado “Oxidation System with Sidedraw Secondary Reactor” cujas descrições estão aqui incorporadas pela referência nas suas íntegras até o ponto em que elas não contradigam as declarações aqui apresentadas.

FUNDAMENTOS

1. Campo da invenção [2] Esta invenção diz respeito no geral a um processo para a produção de uma composição de ácido policarboxílico. Um aspecto da invenção diz respeito a oxidação parcial de um composto aromático de dialquila (por exemplo, para-xileno) para produzir um ácido dicarboxílico aromático bruto (por exemplo, ácido tereftálico bruto), que pode em seguida ser submetido a purificação e separação. Um outro aspecto da invenção diz respeito a um sistema de reator melhorado que proporciona um processo de oxidação mais efetivo e econômico.

2. Descrição da Técnica Relacionada [3] Reações de oxidação de fase líquida são empregadas em uma variedade de processos comerciais existentes. Por exemplo, oxidação de fase líquida é atualmente usada para a oxidação de aldeídos em ácidos (por exemplo, propionaldeído em ácido propiônico), a oxidação de cicloexano em

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 14/83 / 63 ácido adípico, e a oxidação de aromáticos de alquila em alcoóis, ácidos, ou diácidos. Um processo de oxidação comercial particularmente significante nesta última categoria (oxidação de aromáticos de alquila) é a oxidação parcial catalítica de fase líquida de para-xileno em ácido tereftálico. Ácido tereftálico é um importante composto com uma variedade de aplicações. O uso primário de ácido tereftálico é como uma carga de alimentação na produção de poli(tereftalato de etileno) (“PET”). PET é um plástico bem conhecido usado em grandes quantidades em todo o mundo para fabricar produtos tais como garrafas, fibras e embalagem.

[4] Em um processo de oxidação de fase líquida típico, incluindo oxidação parcial de para-xileno em ácido tereftálico, uma corrente de alimentação de fase líquida e uma corrente de oxidante de fase gasosa são introduzidas em um reator e formam um meio de reação de multifases no reator. A corrente de alimentação de fase líquida introduzida no reator contém pelo menos um composto orgânico oxidável (por exemplo, para-xileno), enquanto a corrente de oxidante de fase gasosa contém oxigênio molecular. Pelo menos uma porção do oxigênio molecular introduzido no reator como um gás dissolve na fase líquida do meio de reação para fornecer disponibilidade de oxigênio para a reação de fase líquida. Se a fase líquida do meio de reação de multifases contiver uma concentração insuficiente de oxigênio molecular (isto é, se certas porções do meio de reação forem “escassas em oxigênio”), reações laterais indesejáveis podem gerar impurezas e/ou as reações visadas podem ser ter a velocidade retardada. Se a fase líquida do meio de reação contiver muito pouco composto oxidável, a velocidade de reação pode ser indesejavelmente baixa. Adicionalmente, se a fase líquida do meio de reação contiver uma concentração em excesso do composto oxidável, reações laterais indesejáveis adicionais podem gerar impurezas.

[5] Reatores de oxidação de fase líquida convencionais são equipados com dispositivo de agitação para misturar o meio de reação de

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 15/83 / 63 multifases contido no mesmo. A agitação do meio de reação é suprida em um esforço de promover dissolução de oxigênio molecular na fase líquida do meio de reação, manter concentrações relativamente uniformes de oxigênio dissolvido na fase líquida do meio de reação, e manter concentrações relativamente uniformes do composto orgânico oxidável na fase líquida do meio de reação.

[6] Agitação do meio de reação que passa por oxidação de fase líquida é frequentemente provida por dispositivo de agitação mecânica em vasos tais como, por exemplo, reatores de tanque agitado contínuos (“CSTRs”). Embora CSTRs possa prover mistura completa do meio de reação, CSTRs apresentam inúmeros inconvenientes. Por exemplo, CSTRs têm um custo de capital relativamente alto por causa de sua exigência de motores caros, mancais herméticos a fluido e eixos de acionamento e/ou mecanismos de agitação complexos. Adicionalmente, os componentes mecânicos rotativos e/ou oscilantes de CSTRs convencionais exigem manutenção regular. A mão de obra e tempo de parada associado com tal manutenção aumenta o custo operacional de CSTRs. Entretanto, mesmo com manutenção regular, os sistemas de agitação mecânica empregados em CSTRs são propensos a falha mecânica e podem exigir troca em períodos de tempo relativamente curtos.

[7] Reatores de coluna de bolhas fornecem uma alternativa atrativa para CSTRs e outros reatores de oxidação mecanicamente agitados. Reatores de coluna de bolhas fornecem agitação do meio de reação sem exigir equipamento mecânico caro e inconfiável. Reatores de coluna de bolhas tipicamente incluem uma zona de reação vertical alongada na qual meio de reação é contido. Agitação do meio de reação na zona de reação é provida basicamente pela flutuação natural de bolhas de gás que sobre através da fase líquida do meio de reação. Esta agitação por flutuação natural no reatores de coluna de bolhas reduz os custos de capital e manutenção em relação a

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 16/83 / 63 reatores agitados mecanicamente. Adicionalmente, a ausência substancial de partes mecânicas móveis associadas com reatores de coluna de bolhas provê um sistema de oxidação que é menos propenso a falha mecânica do que reatores agitados mecanicamente.

[8] Quando oxidação parcial de fase líquida de para-xileno é realizada em um reator de oxidação convencional (CSTR ou coluna de bolhas), o produto extraído do reator é tipicamente uma pasta fluida compreendendo ácido tereftálico bruto (“CTA”) e um licor-mãe. CTA contém níveis relativamente altos de impurezas (por exemplo, 4-carboxibenzaldeído, ácido para-toluico, fluorenonas, e outros corpos de cor) que o tornam inadequado como uma carga de alimentação para a produção de PET. Assim, o CTA produzido nos reatores de oxidação convencionais é tipicamente submetido a um processo de purificação que converte o CTA em ácido tereftálico purificado (“PTA”) adequado para produzir PET.

[9] Embora tenham sido feitos avanços na técnica de reações de oxidação de fase líquida, melhorias ainda são necessárias.

SUMÁRIO DA INVENÇÃO [10] Uma modalidade da presente invenção diz respeito a um sistema para produzir um ácido policarboxílico colocando uma pasta fluida em contato com um oxidante de fase gasosa. O sistema desta modalidade compreende um reator de oxidação primária compreendendo uma primeira saída de pasta fluida e um reator de oxidação secundário compreendendo uma entrada de pasta fluida, uma segunda saída de pasta fluida, uma entrada de oxidante normalmente inferior, e uma entrada de oxidante normalmente superior. Nesta modalidade, a entrada de pasta fluida fica em comunicação de escoamento fluido a jusante com a primeira saída de pasta fluida, o reator de oxidação secundário define no mesmo uma zona de reação secundária com um comprimento máximo Ls, a entrada de oxidante normalmente inferior é espaçada da base da zona de reação secundária em menor que 0,5Ls, e a

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 17/83 / 63 entrada de oxidante normalmente superior é espaçada do fundo da zona de reação secundária em pelo menos 0,5Ls.

[11] Uma outra modalidade da presente invenção diz respeito a um método para produzir uma composição de ácido policarboxílico. O método desta modalidade compreende (a) submeter um primeiro meio de reação de multifases compreendendo um composto oxidável a oxidação em uma zona de reação primária definida em um reator de oxidação primária para dessa forma produzir uma primeira pasta fluida; e (b) colocar pelo menos uma porção da primeira pasta fluida em contato com um oxidante de fase gasosa em uma zona de reação secundária definida em um reator de oxidação secundário para dessa forma produzir uma segunda pasta fluida. Nesta modalidade, a zona de reação secundária tem um comprimento máximo Ls, uma primeira porção do oxidante de fase gasosa é introduzida na zona de reação secundária em uma primeira região de entrada de oxidante espaçada do fundo da zona de reação secundária em pelo menos 0,5LS, onde a primeira porção do oxidante de fase gasosa constitui na faixa de cerca de 5 a cerca de 49 porcento do volume total do oxidante de fase gasosa introduzido na zona de reação secundária.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS [12] Modalidades da invenção são descritas com detalhes a seguir com referência às figuras dos desenhos anexos, em que:

A figura 1 é uma vista lateral de um reator de oxidação construído de acordo com uma modalidade da presente invenção, particularmente ilustrando a introdução das correntes de alimentação, oxidante e refluxo no reator, a presença de um meio de reação de multifases no reator, e a extração de um gás e uma pasta fluida pelo topo e fundo do reator, respectivamente;

A figura 2 é uma vista lateral de um reator de coluna de bolhas equipado com um reator de oxidação secundário externo que recebe uma

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 18/83 / 63 pasta fluida de uma extração lateral no reator de oxidação primária;

A figura 3 é uma vista de fundo seccional expandida do reator de extração lateral feita ao longo da linha 3-3 na figura 2, particularmente ilustrando a localização e configuração de um aspersor de oxidante superior usado para introduzir pelo menos uma porção de uma corrente de oxidante no reator;

A figura 4 é uma vista lateral de um reator de coluna de bolhas contendo um meio de reação de multifases, particularmente ilustrando o meio de reação sendo teoricamente dividido em 30 fatias horizontais de volumes iguais a fim de quantificar certos gradientes no meio de reação;

A figura 5 é uma vista lateral de um reator de coluna de bolhas contendo um meio de reação de multifases, particularmente ilustrando primeiro e segundo volumes contínuos de 20 porcento discretos do meio de reação que têm substancialmente diferentes concentrações de oxigênio e/ou taxas de consumo de oxigênio; e

A figura 6 é um fluxograma de processo simplificado de um processo para produzir PTA de acordo com uma modalidade da presente invenção.

DESCRIÇÃO DETALHADA [13] Várias modalidades da presente invenção dizem respeito a oxidação parcial de fase líquida de um composto oxidável. Tal oxidação pode ser realizada na fase líquida de um meio de reação de multifases contido em um ou mais reatores agitados. Reatores agitados adequados incluem, por exemplo, reatores agitados por bolhas (por exemplo, reatores de coluna de bolhas), reatores agitados mecanicamente (por exemplo, reatores de tanque agitado contínuos), e reatores agitados de fluxo (por exemplo, reatores de jato). Em uma ou mais modalidades, a oxidação de fase líquida pode ser realizada usando pelo menos um reator de coluna de bolhas.

[14] Na forma aqui usada, os termos “reator de coluna de bolhas”

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 19/83 / 63 devem denotar um reator para facilitar reações químicas em um meio de reação de multifases, em que agitação do meio de reação é provida basicamente pelo movimento ascendente de bolhas de gás através do meio de reação. Na forma aqui usada, o termo “agitação” deve denotar o trabalho dissipado no meio de reação causando fluxo e/ou mistura de fluido. Na forma aqui usada, os termos “maioria”, “basicamente” e “predominantemente” devem significar mais de 50 porcento. Na forma aqui usada, os termos “agitação mecânica” devem denotar agitação do meio de reação causada pelo movimento físico de um(s) elemento(s) rígido ou flexível contra ou dentro do meio de reação. Por exemplo, agitação mecânica pode ser provida por rotação, oscilação e/ou vibração de agitadores, pás, vibradores, ou diafragmas acústicos internos localizados no meio de reação. Na forma aqui usada, os termos “agitação de fluxo” devem denotar agitação do meio de reação causada por injeção e/ou recirculação de alta velocidade de um ou mais fluidos no meio de reação. Por exemplo, agitação de fluxo pode ser provida por bicos, ejetores e/ou edutores.

[15] Em várias modalidades, a porção da agitação do meio de reação no reator de coluna de bolhas durante oxidação provida por agitação de mecânica e/ou de fluxo pode ser menor que cerca de 40 porcento, menor que cerca de 20 porcento, ou menor que 5 porcento. Adicionalmente, a quantidade de agitação mecânica e/ou de fluxo conferida a o meio de reação de multifases durante oxidação pode ser menor que cerca de 3 kilowatts por metro cúbico do meio de reação, menor que cerca de 2 kilowatts por metro cúbico, ou menor que 1 kilowatt por metro cúbico.

[16] Referindo-se agora à figura 1, está ilustrado um reator de coluna de bolhas 20 compreendendo uma carcaça do vaso 22 com uma seção de reação 24 e uma seção de desagregação 26. A seção de reação 24 define uma zona de reação 28, enquanto a seção de desagregação 26 define uma zona de desagregação 30. Uma corrente de alimentação predominantemente

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 20/83 / 63 de fase líquida pode ser introduzida na zona de reação 28 via entradas de alimentação 32a,b,c,d. Uma corrente de oxidante predominantemente de fase gasosa pode ser introduzida na zona de reação 28 via um aspersor de oxidante 34 localizado na porção inferior da zona de reação 28. A corrente de alimentação de fase líquida e corrente de oxidante de fase gasosa cooperativamente formam um meio de reação de multifases 36 na zona de reação 28. Em várias modalidades, o meio de reação de multifases 36 pode compreender uma fase líquida e uma fase gasosa. Em outras várias modalidades, o meio de reação de multifases 36 pode compreender um meio trifásico com componentes de fase sólida, fase líquida e fase gasosa. O componente de fase sólida do meio de reação 36 pode precipitar na zona de reação 28 em decorrência da reação de oxidação realizada na fase líquida do meio de reação 36. O reator de coluna de bolhas 20 inclui uma saída de pasta fluida 38 localizada próxima do fundo da zona de reação 28 e uma saída de gás 40 localizada próxima do topo da zona de desagregação 30. Um efluente pasta fluida compreendendo componentes fase líquida e fase sólida do meio de reação 36 pode ser extraído da zona de reação 28 via saída de pasta fluida 38, enquanto um efluente predominantemente gasoso pode ser extraído da zona de desagregação 30 via a saída de gás 40.

[17] A corrente de alimentação de fase líquida introduzida no reator de coluna de bolhas 20 via entradas de alimentação 32a,b,c,d pode compreender um composto oxidável, um solvente e um sistema de catalisador.

[18] O composto oxidável presente na corrente de alimentação de fase líquida pode compreender pelo menos um grupo hidrocarbila. Em várias modalidades, o composto oxidável pode ser um composto aromático. Além disso, o composto oxidável pode ser um composto aromático com pelo menos um grupo hidrocarbila anexado ou pelo menos um grupo hidrocarbila substituído anexado ou pelo menos um heteroátomo anexado ou pelo menos

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 21/83 / 63 uma função ácido carboxílico anexada (-COOH). Em uma ou mais modalidades, o composto oxidável pode ser um composto aromático com pelo menos um grupo hidrocarbila anexado ou pelo menos um grupo hidrocarbila substituído anexado, com cada grupo anexado compreendendo de 1 a 5 átomos de carbono. Adicionalmente, o composto oxidável pode ser um composto aromático exatamente com dois grupos anexados, com cada grupo anexado compreendendo exatamente um átomo de carbono e consistindo em grupos metila e/ou grupos metila substituído e/ou no máximo um grupo ácido carboxílico. Exemplos de compostos adequados para uso como o composto oxidável incluem, mas sem limitações, para-xileno, meta-xileno, paratolualdeído, meta-tolualdeído, ácido para-toluico, ácido meta-toluico e/ou acetaldeído. Em uma ou mais modalidades, o composto oxidável é paraxileno.

[19] Um “grupo hidrocarbila”, na forma aqui definida, é pelo menos um átomo de carbono que é ligado somente a átomos de hidrogênio ou a outros átomos de carbono. Um “grupo hidrocarbila substituído”, na forma aqui definida, é pelo menos um átomo de carbono ligado a pelo menos um heteroátomo e a pelo menos um átomo de hidrogênio. “Heteroátomos”, na forma aqui definida, são todos átomos além de átomos de carbono e de hidrogênio. Compostos aromáticos, na forma aqui definida, compreendem um anel aromático. Tais compostos aromáticos podem ter pelo menos 6 átomos de carbono e, em várias modalidades, podem ter somente átomos de carbono como parte do anel. Exemplos adequados de tais anéis aromáticos incluem, mas sem limitações, benzeno, bifenila, terfenila, naftaleno e outros anéis aromáticos fundidos à base de carbono.

[20] Se o composto oxidável presente na corrente de alimentação de fase líquida for um composto normalmente sólido (isto é, for um sólido à temperatura e pressão padrões), o composto oxidável pode ser substancialmente dissolvido no solvente quando introduzido na zona de

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 22/83 / 63 reação 28. O ponto de ebulição do composto oxidável à pressão atmosférica pode ser pelo menos cerca de 50°C, na faixa de cerca de 80 a cerca de 400°C, ou na faixa de 125 a 155°C. A quantidade do composto oxidável presente na alimentação de fase líquida pode ser na faixa de cerca de 2 a cerca de 40 porcento em peso, na faixa de cerca de 4 a cerca de 20 porcento em peso, ou na faixa de 6 a 15 porcento em peso.

[21] Nota-se agora que o composto oxidável presente na alimentação de fase líquida pode compreender uma combinação de dois ou mais diferentes compostos químicos oxidáveis. Esses dois ou mais diferentes materiais químicos podem ser alimentados triturados na corrente de alimentação de fase líquida ou podem ser alimentados separadamente em múltiplas correntes de alimentação. Por exemplo, um composto oxidável compreendendo para-xileno, meta-xileno, para-tolualdeído, ácido para-toluico e acetaldeído pode ser alimentado no reator via uma única entrada ou múltiplas entradas separadas.

[22] O solvente presente na corrente de alimentação de fase líquida pode compreender um componente ácido e um componente água. O solvente pode estar presente na corrente de alimentação de fase líquida a uma concentração na faixa de cerca de 60 a cerca de 98 porcento em peso, na faixa de cerca de 80 a cerca de 96 porcento em peso, ou na faixa de 85 a 94 porcento em peso. O componente ácido do solvente pode ser basicamente um ácido monocarboxílico de baixo peso molecular orgânico com 1-6 átomos de carbono, ou 2 átomos de carbono. Em várias modalidades, o componente ácido do solvente pode basicamente ser ácido acético. O componente ácido pode constituir pelo menos cerca de 75 porcento em peso do solvente, pelo menos cerca de 80 porcento em peso do solvente, ou na faixa de 85 a 98 porcento em peso do solvente, com o equilíbrio sendo água ou basicamente água. O solvente introduzido no reator de coluna de bolhas 20 pode incluir pequenas quantidades de impurezas tais como, por exemplo, para-tolualdeído,

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 23/83 / 63 tereftaldeído, 4-carboxibenzaldeído (“4-CBA”), ácido benzóico, ácido paratoluico, aldeído para-toluico, ácido alfa-bromo para-toluico, ácido isoftálico, ácido ftálico, ácido trimetílico, poliaromáticos e/ou particulado suspenso. Em várias modalidades, a quantidade total de impurezas no solvente introduzida no reator de coluna de bolhas 20 pode ser menor que cerca de 3 porcento em peso.

[23] O sistema de catalisador presente na corrente de alimentação de fase líquida pode ser um sistema de catalisador de fase líquida homogêneo capaz de promover oxidação (incluindo oxidação parcial) do composto oxidável. Em várias modalidades, o sistema de catalisador pode compreender pelo menos um metal de transição multivalente. Em uma ou mais modalidades, o metal de transição multivalente pode compreender cobalto. Adicionalmente, o sistema de catalisador pode compreender cobalto e bromo. Além disso, o sistema de catalisador pode compreender cobalto, bromo e manganês.

[24] Quando cobalto está presente no sistema de catalisador, a quantidade de cobalto presente na corrente de alimentação de fase líquida pode ser de maneira tal que a concentração de cobalto na fase líquida do meio de reação 36 seja mantida na faixa de cerca de 300 a cerca de 6.000 partes por milhão em peso (“ppm em peso”), na faixa de cerca de 700 a cerca de 4.200 ppm em peso, ou na faixa de 1.200 a 3.000 ppm em peso. Quando bromo está presente no sistema de catalisador, a quantidade de bromo presente na corrente de alimentação de fase líquida pode ser de maneira tal que a concentração de bromo na fase líquida do meio de reação 36 seja mantida na faixa de cerca de 300 a cerca de 5.000 ppm em peso, na faixa de cerca de 600 a cerca de 4.000 ppm em peso, ou na faixa de 900 a 3.000 ppm em peso. Quando manganês está presente no sistema de catalisador, a quantidade de manganês presente na corrente de alimentação de fase líquida pode ser de maneira tal que a concentração de manganês na fase

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 24/83 / 63 líquida do meio de reação 36 seja mantida na faixa de cerca de 20 a cerca de 1.000 ppm em peso, na faixa de cerca de 40 a cerca de 500 ppm em peso, ou na faixa de 50 a 200 ppm em peso.

[25] As concentrações do cobalto, bromo e/ou manganês na fase líquida do meio de reação 36, providas anteriormente, são expressas com base na média no tempo e média de volume. Na forma aqui usada, os termos “média no tempo” devem denotar uma média de pelo menos 10 medições feitas igualmente em um período contínuo de pelo menos 100 segundos. Na forma aqui usada, os termos “média em volume” devem denotar uma média de pelo menos 10 medições feitas em um espaçamento tridimensional uniforme em um certo volume.

[26] A razão em peso de cobalto para bromo (Co:Br) no sistema de catalisador introduzido na zona de reação 28 pode ser na faixa de cerca de 0,25: 1 a cerca de 4:1, na faixa de cerca de 0,5: 1 a cerca de 3:1, ou na faixa de 0,75:1 a 2:1. a razão em peso de cobalto para manganês (Co:Mn) no sistema de catalisador introduzido na zona de reação 28 pode ser na faixa de cerca de 0,3:1 a cerca de 40:1, na faixa de cerca de 5:1 a cerca de 30:1, ou na faixa de 10:1 a 25:1.

[27] A corrente de alimentação de fase líquida introduzida no reator de coluna de bolhas 20 pode incluir pequenas quantidades de impurezas tais como, por exemplo, tolueno, etilbenzeno, para-tolualdeído, tereftaldeído, 4CBA, ácido benzóico, ácido para-toluico, aldeído para-toluico, ácido alfabromo para-toluico, ácido isoftálico, ácido ftálico, ácido trimetílico, poliaromáticos e/ou particulado suspenso. Quando o reator de coluna de bolhas 20 é empregado para a produção de ácido tereftálico, meta-xileno e orto-xileno são também considerados impurezas. Em várias modalidades, a quantidade total de impurezas na corrente de alimentação de fase líquida introduzida no reator de coluna de bolhas 20 pode ser menor que cerca de 3 porcento em peso.

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 25/83 / 63 [28] Embora a figura 1 ilustre uma modalidade onde o composto oxidável, o solvente e o sistema de catalisador são misturados entre si e introduzidos no reator de coluna de bolhas 20 como uma única corrente de alimentação, em uma modalidade alternativa, o composto oxidável, o solvente e o catalisador podem ser separadamente introduzidos no reator de coluna de bolhas 20. Por exemplo, é possível alimentar uma corrente de para-xileno puro no reator de coluna de bolhas 20 via uma entrada separada da entrada(s) de solvente e catalisador.

[29] A corrente de oxidante predominantemente de fase gasosa introduzida no reator de coluna de bolhas 20 via o aspersor de oxidante 34 compreende oxigênio molecular (O2). Em várias modalidades, a corrente de oxidante compreende na faixa de cerca de 5 a cerca de 40 porcento molar de oxigênio molecular, na faixa de cerca de 15 a cerca de 30 porcento molar de oxigênio molecular, ou na faixa de 18 a 24 porcento molar de oxigênio molecular. O equilíbrio da corrente de oxidante pode ser compreendido basicamente de um gás ou gases, tal como nitrogênio, que são inertes a oxidação. Em uma ou mais modalidades, a corrente de oxidante pode consistir essencialmente em oxigênio e nitrogênio molecular. Em várias modalidades, a corrente de oxidante pode ser ar seco que compreende cerca de 21 porcento molar de oxigênio molecular e cerca de 78 a cerca de 81 porcento molar de nitrogênio. Em outras modalidades, o oxidante de fase gasosa pode ser ar enriquecido, e pode compreender 25 porcento molar, 30 porcento molar, 35 porcento molar, 40 porcento molar, 50 porcento molar, 55 porcento molar, 60 porcento molar, 70 porcento molar, ou 80 porcento molar de oxigênio molecular. Em ainda outras modalidades, a corrente de oxidante pode compreender oxigênio substancialmente puro.

[30] Referindo-se ainda à figura 1, o reator de coluna de bolhas 20 pode ser equipado com um distribuidor de refluxo 42 posicionado acima de uma superfície superior 44 do meio de reação 36. O distribuidor de refluxo 42

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 26/83 / 63 é operável para introduzir gotículas de uma corrente de refluxo predominantemente de fase líquida na zona de desagregação 30 por qualquer meio de formação de gotícula conhecido na técnica. Em várias modalidades, o distribuidor de refluxo 42 pode produzir uma aspersão de gotículas direcionada para baixo para a superfície superior 44 do meio de reação 36. Esta aspersão de gotículas para baixo pode afetar (isto é, agregar e influenciar) pelo menos cerca de 50 porcento, pelo menos cerca de 75 porcento, ou pelo menos 90 porcento da área seccional transversal horizontal máxima da zona de desagregação 30. Esta aspersão de refluxo de líquido para baixo pode ajudar impedir formação de espuma na superfície superior 44, ou acima dela, do meio de reação 36 e pode também ajudar na desagregação de qualquer gotícula de líquido ou pasta fluida aprisionada no gás em movimento ascendente que escoa em direção à saída de gás 40. Adicionalmente, o refluxo de líquido pode servir para reduzir a quantidade de particulados e compostos potencialmente precipitantes (por exemplo, ácido benzóico, ácido paratoluico, 4-CBA, ácido tereftálico dissolvido, e sais de metal catalisadores) que saem no efluente gasoso extraído da zona de desagregação 30 via a saída de gás 40. Além do mais, a introdução de gotículas de refluxo na zona de desagregação 30 pode, por uma ação de destilação, ser usada para ajustar a composição do efluente gasoso extraído via a saída de gás 40.

[31] A corrente de refluxo de líquido introduzida no reator de coluna de bolhas 20 via o distribuidor de refluxo 42 pode ter a composição igual ou aproximadamente igual à do componente solvente da corrente de alimentação de fase líquida introduzida no reator de coluna de bolhas 20 via as entradas de alimentação 32a,b,c,d. Assim, a corrente de refluxo de líquido pode compreender um componente ácido e água. O componente ácido da corrente de refluxo pode ser um ácido monocarboxílico orgânico de baixo peso molecular com 1-6 átomos de carbono, ou 2 átomos de carbono. Em várias modalidades, o componente ácido da corrente de refluxo pode ser ácido

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 27/83 / 63 acético. Além disso, o componente ácido pode constituir pelo menos cerca de 75 porcento em peso da corrente de refluxo, pelo menos cerca de 80 porcento em peso da corrente de refluxo, ou na faixa de 85 a 98 porcento em peso da corrente de refluxo, com o equilíbrio sendo água ou basicamente água. Em virtude de a corrente de refluxo tipicamente poder ter a composição igual ou substancialmente igual à do solvente na corrente de alimentação de fase líquida, quando esta descrição refere-se ao “solvente total” introduzido no reator, tal “solvente total” deve incluir tanto a corrente de refluxo quanto a porção de solvente da corrente de alimentação.

[32] Durante oxidação de fase líquida no reator de coluna de bolhas

20, as correntes de alimentação, oxidante e refluxo podem ser introduzidas de forma substancialmente contínua na zona de reação 28, enquanto as correntes de efluente de gás e pasta fluida são extraídas de forma substancialmente contínua da zona de reação 28. Na forma aqui usada, os termos “de forma substancialmente contínua” devem significar por um período de pelo menos 10 horas ininterruptas em menor que 10 minutos. Durante oxidação, o composto oxidável (por exemplo, para-xileno) pode ser introduzido de forma substancialmente contínua na zona de reação 28 a uma taxa de pelo menos cerca de 8.000 quilogramas por hora, a uma taxa na faixa de cerca de 15.000 a cerca de 200.000 quilogramas por hora, na faixa de cerca de 22.000 a cerca de 150.000 quilogramas por hora, ou na faixa de 30.000 a 100.000 quilogramas por hora. Embora as vazões das correntes de alimentação, oxidante e refluxo que chegam possam ser substancialmente estáveis, nota-se agora que uma modalidade contempla pulsar as correntes de alimentação, oxidante e/ou refluxo que chegam a fim de melhorar a mistura e transferência de massa. Quando as correntes de alimentação, oxidante e/ou refluxo que chegam são introduzidas de uma maneira pulsada, suas vazões podem variar dentro de cerca de 0 a cerca de 500 porcento das vazões de estado estacionário aqui citadas, dentro de cerca de 30 a cerca de 200 porcento do estado estacionário

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 28/83 / 63 vazões aqui citadas, ou dentro de 80 a 120 porcento do estado estacionário vazões aqui citadas.

[33] A velocidade de reação espaço-tempo média (“STR”) no reator de coluna de bolhas de oxidação 20 é definida como a massa do composto oxidável alimentada por volume unitário do meio de reação 36 por unidade de tempo (por exemplo, quilogramas de para-xileno alimentado por metro cúbico por hora). Em uso convencional, a quantidade de composto oxidável não convertido em produto tipicamente seria subtraída da quantidade de composto oxidável na corrente de alimentação antes de calcular a STR. Entretanto, conversões e rendimentos são tipicamente altos para muitos dos compostos oxidáveis aqui referidos (por exemplo, para-xileno), e é conveniente definir o termo aqui da maneira supradeclarada. Por questão de custo de capital e inventário operacional, entre outros, a reação pode ser conduzida com uma alta STR. Entretanto, a condução da reação a uma STR cada vez mais alta pode afetar as qualidades ou rendimento da oxidação parcial. O reator de coluna de bolhas 20 pode ser particularmente adequado quando a STR do composto oxidável (por exemplo, para-xileno) é na faixa de cerca de 25 quilogramas por metro cúbico por hora (“kg/m³/h”) a cerca de 400 kg/m³/h, na faixa de cerca de 30 kg/m³/h a cerca de 250 kg/m³/h, na faixa de cerca de 35 kg/m³/h a cerca de 150 kg/m³/h, ou na faixa de 40 kg/m³/h a 100 kg/m³/h.

[34] A STR de oxigênio no reator de coluna de bolhas de oxidação 20 é definida como o peso de oxigênio molecular consumido por volume unitário do meio de reação 36 por unidade de tempo (por exemplo, quilogramas de oxigênio molecular consumido por metro cúbico por hora). Por questão de custo de capital e consumo oxidativo de solvente, entre outros, a reação pode ser conduzida com uma alta STR de oxigênio. Entretanto, a condução da reação a STR de oxigênio cada vez mais alta eventualmente reduz a qualidade ou rendimento da oxidação parcial. Sem ficar ligado pela

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 29/83 / 63 teoria, parece que isto possivelmente está relacionado com a taxa de transferência de oxigênio molecular da fase gasosa para o líquido na área da superfície interfacial e daí para a massa de líquido. Uma STR de oxigênio muito alta possivelmente leva a um teor de oxigênio dissolvido muito baixo no volume da fase líquida do meio de reação.

[35] A STR média global de oxigênio é definida aqui como o peso de todo o oxigênio consumido em todo o volume do meio de reação 36 por unidade de tempo (por exemplo, quilogramas de oxigênio molecular consumido por metro cúbico por hora). O reator de coluna de bolhas 20 pode ser particularmente adequado quando a STR média global de oxigênio é na faixa de cerca de 25 kg/m³/h a cerca de 400 kg/m³/h, na faixa de cerca de 30 kg/m³/h a cerca de 250 kg/m³/h, na faixa de cerca de 35 kg/m³/h a cerca de 150 kg/m³/h, ou na faixa de 40 kg/m³/h a 100 kg/m³/h.

[36] Durante oxidação no reator de coluna de bolhas 20, a razão da vazão de massa do solvente total (tanto da corrente de alimentação quanto de refluxo) para a vazão de massa do composto oxidável que entra na zona de reação 28 pode ser mantida na faixa de cerca de 2:1 a cerca de 50:1, na faixa de cerca de 5:1 a cerca de 40:1, ou na faixa de 7,5:1 a 25:1. Em várias modalidades, a razão da vazão de massa de solvente introduzida como parte da corrente de alimentação para a vazão da massa de solvente introduzida como parte da corrente de refluxo pode ser mantida na faixa de cerca de 0,5:1 para absolutamente nenhuma corrente de refluxo qualquer que seja, na faixa de cerca de 0,5:1 a cerca de 4:1, na faixa de cerca de 1:1 a cerca de 2:1, ou na faixa de 1,25:1 a 1,5:1.

[37] Durante oxidação de fase líquida no reator de coluna de bolhas 20, a corrente de oxidante pode ser introduzida no reator de coluna de bolhas 20 em uma quantidade que fornece oxigênio molecular ligeiramente excedendo a demanda de oxigênio estequiométrica. A quantidade de oxigênio molecular em excesso exigida para melhores resultados com um composto

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 30/83 / 63 oxidável particular afeta a economia geral da oxidação de fase líquida. Durante oxidação de fase líquida no reator de coluna de bolhas 20, a razão da vazão de massa da corrente de oxidante para a vazão de massa do composto orgânico oxidável (por exemplo, para-xileno) que entra no reator 20 pode ser mantida na faixa de cerca de 0,5:1 a cerca de 20:1, na faixa de cerca de 1:1 a cerca de 10:1, ou na faixa de 2:1 a 6:1.

[38] Referindo-se ainda à figura 1, as correntes de alimentação, oxidante e refluxo introduzidas no reator de coluna de bolhas 20 podem cooperativamente formar pelo menos uma porção do meio de reação de multifases 36. O meio de reação 36 pode ser um meio trifásico compreendendo uma fase sólida, uma fase líquida e uma fase gasosa. Como anteriormente mencionado, oxidação do composto oxidável (por exemplo, para-xileno) pode ocorrer predominantemente na fase líquida do meio de reação 36. Assim, a fase líquida do meio de reação 36 pode compreender oxigênio dissolvido e o composto oxidável. A natureza exotérmica da reação de oxidação que ocorre no reator de coluna de bolhas 20 pode fazer com que uma porção do solvente (por exemplo, ácido acético e água) introduzida via as entradas de alimentação 32a,b,c,d ferva/evapore. Assim, a fase gasosa do meio de reação 36 no reator 20 pode ser formada basicamente de solvente evaporado e uma porção não dissolvida e não reagida da corrente de oxidante.

[39] Certos reatores de oxidação da tecnologia anterior empregam tubos/chicanas trocadores de calor para aquecer ou resfriar o meio de reação. Entretanto, tais estruturas de troca de calor pode ser indesejáveis no reator e processo inventivos aqui descritos. Assim, em várias modalidades, o reator de coluna de bolhas 20 pode ser projetado para não incluir substancialmente nenhuma superfície que faça contato com o meio de reação 36 e apresente um fluxo de calor médio no tempo maior que 30.000 watts por metro quadrado. Além do mais, em várias modalidades, menor que cerca de 50 porcento, menor que cerca de 30 porcento, ou menor que 10 porcento do calor de reação

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 31/83 / 63 médio no tempo do meio de reação 36 tem que ser removido por superfícies de troca de calor.

[40] A concentração de oxigênio dissolvido na fase líquida do meio de reação 36 fica em um equilíbrio dinâmico entre a taxa de transferência de massa da fase gasosa e a taxa de consumo reativo na fase líquida (isto é, não é estabelecida simplesmente pela pressão parcial de oxigênio molecular no suprimento da fase gasosa, embora isto seja um fator na taxa de suprimento de oxigênio dissolvido e afeta o limite superior da concentração de oxigênio dissolvido). A quantidade de oxigênio dissolvido varia localmente, sendo maior perto das interfaces de bolhas. Globalmente, a quantidade de oxigênio dissolvido depende do equilíbrio de fatores de suprimento e demanda em diferentes regiões do meio de reação 36. Temporariamente, a quantidade de oxigênio dissolvido depende da uniformidade da mistura de gás e líquido em relação às taxas de consumo de produtos químicos. No projeto para casar devidamente o suprimento e demanda de oxigênio dissolvido na fase líquida do meio de reação 36, a concentração de oxigênio média no tempo e média no volume na fase líquida do meio de reação 36 pode ser mantida acima de cerca de 1 ppm molar, na faixa de cerca de 4 a cerca de 1.000 ppm molar, na faixa de cerca de 8 a cerca de 500 ppm molar, ou na faixa de 12 a 120 ppm molar.

[41] A reação de oxidação de fase líquida realizada no reator de coluna de bolhas 20 pode ser uma reação de precipitação que gera sólidos. Em várias modalidades, a oxidação de fase líquida realizada no reator de coluna de bolhas 20 pode fazer com que pelo menos cerca de 10 porcento em peso, pelo menos cerca de 50 porcento em peso, ou pelo menos 90 porcento em peso do composto oxidável (por exemplo, para-xileno) introduzido na zona de reação 28 formem um composto sólido (por exemplo, partículas de ácido tereftálico bruto) no meio de reação 36. Em uma ou mais modalidades, a quantidade total de sólidos no meio de reação 36 pode ser maior que cerca de 3 porcento em peso, na faixa de cerca de 5 a cerca de 40 porcento em peso, na

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 32/83 / 63 faixa de cerca de 10 a cerca de 35 porcento em peso, ou na faixa de 15 a 30 porcento em peso, com base na média no tempo e média no volume. Em várias modalidades, uma porção substancial do produto de oxidação (por exemplo, ácido tereftálico) produzido no reator de coluna de bolhas 20 pode estar presente no meio de reação 36 como sólidos, ao contrário do restante dissolvido na fase líquida do meio de reação 36. A quantidade de produto de oxidação de fase sólida presente no meio de reação 36 pode ser pelo menos cerca de 25 porcento em peso do produto de oxidação total (fase sólida e líquida) no meio de reação 36, pelo menos cerca de 75 porcento em peso do produto de oxidação total no meio de reação 36, ou pelo menos 95 porcento em peso do produto de oxidação total no meio de reação 36. As faixas numéricas aqui providas para a quantidade de sólidos no meio de reação 36 aplicam-se a operação de estado substancialmente estacionário de coluna de bolhas 20 em um período de tempo substancialmente contínuo, não para operação de início, parada, ou operação subideal do reator de coluna de bolhas 20. A quantidade de sólidos no meio de reação 36 é determinada por um método gravimétrico. Neste método gravimétrico, uma porção de pasta fluida representativa é extraída do meio de reação e pesada. Em condições que efetivamente mantêm a divisão sólido-líquido geral presente no meio de reação, líquido livre é removido da porção de sólidos por sedimentação ou filtração, efetivamente sem perda de sólidos precipitados e com menor que cerca de 10 porcento da massa de líquido inicial permanecendo com a porção de sólidos. O líquido restante nos sólidos é evaporado até a secura, efetivamente sem sublimação de sólidos. A porção restante de sólidos é pesada. A razão do peso da porção de sólidos para o peso da porção original de pasta fluida é a fração de sólidos, tipicamente expressa como uma porcentagem.

[42] A reação de precipitação realizada no reator de coluna de bolhas 20 pode causar fuligem (isto é, acúmulo de sólidos) na superfície de

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 33/83 / 63 certas estruturas rígidas que entram em contato com o meio de reação 36. Assim, em uma modalidade, o reator de coluna de bolhas 20 pode ser projetado de forma a não incluir substancialmente nenhuma estrutura de troca de calor, agitação ou defletor interno na zona de reação 28 em virtude de tais estruturas serem propensas à formação de fuligem. Se estruturas internas estiverem presentes na zona de reação 28, é desejável evitar estruturas internas com superfícies externas que incluem uma quantidade significante de área superficial plana voltada para cima em virtude de tais superfícies planas voltadas para cima serem altamente propensas à formação de fuligem. Assim, se qualquer estrutura interna estiver presente na zona de reação 28, menor que cerca de 20 porcento da área superficial externa voltada para cima exposta de tais estruturas internas têm que ser formadas por superfícies substancialmente planas inclinadas menor que cerca de 15 graus com a horizontal. Estruturas internas com este tipo de configuração são referidas aqui com uma configuração “antifuligem”.

[43] Referindo-se novamente à figura 1, a configuração física do reator de coluna de bolhas 20 ajuda prover oxidação otimizada do composto oxidável (por exemplo, para-xileno) com mínima geração de impurezas. Em várias modalidades, a seção de reação alongada 24 da carcaça do vaso 22 pode incluir um corpo principal substancialmente cilíndrico 46 e uma cabeça inferior 48. A extremidade superior da zona de reação 28 é definida por um plano horizontal 50 que estende-se através do topo do corpo principal cilíndrico 46. Uma extremidade inferior 52 da zona de reação 28 é definida pela superfície interna mais baixa da cabeça inferior 48. Tipicamente, a extremidade inferior 52 da zona de reação 28 é localizada próxima à abertura para saída de pasta fluida 38. Assim, a zona de reação alongada 28 definida dentro do reator de coluna de bolhas 20 tem um comprimento máximo “Lp” medido da extremidade superior 50 até a extremidade inferior 52 da zona de reação 28 ao longo do eixo de alongamento do corpo principal cilíndrico 46.

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O comprimento “Lp” da zona de reação 28 pode ser na faixa de cerca de 10 a cerca de 100 metros, na faixa de cerca de 20 a cerca de 75 metros, ou na faixa de 25 a 50 metros. Zona de reação 28 tem um diâmetro máximo (largura) “Dp” que é tipicamente igual ao diâmetro interno máximo do corpo principal cilíndrico 46. O diâmetro máximo Dp da zona de reação 28 pode ser na faixa de cerca de 1 a cerca de 12 metros, na faixa de cerca de 2 a cerca de 10 metros, na faixa de cerca de 3.1 a cerca de 9 metros, ou na faixa de 4 a 8 metros. Em uma ou mais modalidades, zona de reação 28 pode ter uma razão de comprimento para diâmetro “LP:DP” na faixa de cerca de 6:1 a cerca de 30:1, na faixa de cerca de 8:1 a cerca de 20:1, ou na faixa de 9:1 a 15:1.

[44] Como discutido anteriormente, a zona de reação 28 do reator de coluna de bolhas 20 recebe meio de reação de multifases 36. O meio de reação 36 tem uma extremidade inferior coincidente com a extremidade inferior 52 da zona de reação 28 e uma extremidade superior localizada na superfície superior 44. A superfície superior 44 do meio de reação 36 é definida ao longo de um plano horizontal que corta a zona de reação 28 em um local vertical onde os conteúdos da zona de reação 28 transicionam de um estado contínuo de fase gasosa para um estado contínuo de fase líquida. A superfície superior 44 pode ser posicionada no local vertical onde a retenção de gás média no tempo local de uma fatia horizontal fina dos conteúdos da zona de reação 28 é 0,9.

[45] O meio de reação 36 tem uma altura máxima “Hp” medida entre sua extremidade superior e inferior. A largura máxima “Wp” do meio de reação 36 é tipicamente igual a o diâmetro máximo “Dp” do corpo principal cilíndrico 46. Durante oxidação de fase líquida no reator de coluna de bolhas 20, Hp pode ser mantida em cerca de 60 a cerca de 120 porcento de Lp, cerca de 80 a cerca de 110 porcento de Lp, ou 85 a 100 porcento de Lp. Em várias modalidades, o meio de reação 36 pode ter uma razão altura para largura “HP:WP” maior que cerca de 3:1, na faixa de cerca de 7:1 a cerca de 25:1, na

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 35/83 / 63 faixa de cerca de 8:1 a cerca de 20:1, ou na faixa de 9:1 a 15:1. Em uma modalidade da invenção, Lp=Hp e Dp=Wp de forma que várias dimensões ou razões aqui providas para Lp e Dp também aplicam a Hp e Wp, e vice-versa.

[46] As razões Lp:Dp e Hp:Wp relativamente altas providas de acordo com uma modalidade da invenção podem contribuir para diversas vantagens importantes do sistema inventivo. Como discutido com detalhes adicionais a seguir, verificou-se que maiores razões Lp:Dp e Hp:Wp, bem como certos outros recursos discutidos a seguir, podem promover gradientes verticais benéficos nas concentrações de oxigênio molecular e/ou do composto oxidável (por exemplo, para-xileno) no meio de reação 36. Ao contrário da ciência convencional, que favoreceria um meio de reação bem misturado com concentrações relativamente uniformes nele, verificou-se que a formação de estágios vertical das concentrações de oxigênio e/ou do composto oxidável facilita uma reação de oxidação mais efetiva e econômica. A minimização das concentrações de oxigênio e do composto oxidável próximos do topo do meio de reação 36 pode ajudar evitar perda de oxigênio não reagido e composto oxidável não reagido através da saída de gás superior 40. Entretanto, se as concentrações de composto oxidável e oxigênio não reagido forem baixas em todo o meio de reação 36, então a taxa e/ou seletividade de oxidação são reduzidas. Assim, em várias modalidades, as concentrações de oxigênio molecular e/ou do composto oxidável podem ser significativamente maiores próximas do fundo do meio de reação 36 do que próximas do topo do meio de reação 36.

[47] Além do mais, altas razões Lp:Dp e Hp:Wp podem fazer com que a pressão no fundo do meio de reação 36 seja substancialmente maior que a pressão no topo do meio de reação 36. Este gradiente de pressão vertical é um resultado da altura e densidade do meio de reação 36. Uma vantagem deste gradiente de pressão vertical é que a elevada pressão no fundo do vaso conduz mais solubilidade de oxigênio e transferência de massa do que seria de

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 36/83 / 63 outra forma obtenível a temperaturas e pressões de topo equiparáveis em reatores rasos. Assim, a reação de oxidação pode ser realizada a menores temperaturas que seriam de outra forma exigidas em um vaso mais raso. Quando o reator de coluna de bolhas 20 é usado para a oxidação parcial de para-xileno em ácido tereftálico bruto (CTA), a capacidade de operar a menores temperaturas de reação com taxas de transferência de massa de oxigênio iguais ou maiores tem inúmeras vantagens. Por exemplo, oxidação a baixa temperatura de para-xileno reduz a quantidade de solvente queimado durante a reação. Como discutido com detalhes adicionais a seguir, oxidação a baixa temperatura também favorece a formação de partículas CTA pequenas de alta área superficial fracamente ligadas e facilmente dissolvidas, que podem ser submetidas a técnicas de purificação mais econômicas do que partículas CTA densas de baixa área superficial e grandes produzidas por processos de oxidação de alta temperatura convencionais.

[48] Durante oxidação no reator 20, a temperatura média no tempo e média no volume do meio de reação 36 pode ser mantida na faixa de cerca de 125 a cerca de 200°C, na faixa de cerca de 140 a cerca de 180°C, ou na faixa de 150 a 170°C. O pressão manométrica de topo acima do meio de reação 36 pode ser mantida na faixa de cerca de 1 a cerca de 20 bar man (“barg”) (1 kPa a 2.000 kPa man.), na faixa de cerca de 2 a cerca de 12 barg (200 a cerca de 1200 kPa man.), ou na faixa de 4 a 8 barg (400 a 800 kPa man.). A diferença de pressão entre o topo do meio de reação 36 e o fundo do meio de reação 36 pode ser na faixa de cerca de 0,4 a cerca de 5 bar, na faixa de cerca de 0,7 a cerca de 3 bar, ou na faixa de 1 a 2 bar. Embora o pressão de topo acima do meio de reação 36 possa no geral ser mantida em um valor relativamente constante, uma modalidade contempla pulsar a pressão de topo para facilitar uma melhor mistura e/ou transferência de massa no meio de reação 36. Quando a pressão de topo é pulsada, as pressões pulsada podem variar entre cerca de 60 a cerca de 140 porcento, entre cerca de 85 e cerca de

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115 porcento, ou entre 95 e 105 porcento da pressão de topo de estado estacionário aqui citada.

[49] Uma vantagem adicional da alta razão Lp:Dp da zona de reação 28 é que ela pode contribuir para um aumento na velocidade superficial média do meio de reação 36. Os termos “velocidade superficial” e “velocidade de gás superficial” na forma aqui usada com referência ao meio de reação 36 devem denotar a vazão volumétrica da fase gasosa do meio de reação 36 em uma elevação no reator dividida pela área seccional transversal horizontal do reator nessa elevação. A maior velocidade superficial provida pela alta razão Lp:Dp da zona de reação 28 pode promover mistura local e aumento da retenção de gás do meio de reação 36. As velocidades superficiais médias no tempo do meio de reação 36 a um quarto da altura, metade da altura e/ou três quartos da altura do meio de reação 36 podem ser maiores que a cerca de 0,3 metros por segundo, na faixa de cerca de 0,8 a cerca de 5 metros por segundo, na faixa de cerca de 0,9 a cerca de 4 metros por segundo, ou na faixa de 1 a 3 metros por segundo.

[50] Referindo-se ainda à figura 1, a seção de desagregação 26 do reator de coluna de bolhas 20 pode simplesmente ser uma porção ampliada da carcaça do vaso 22 localizada imediatamente acima da seção de reação 24. A seção de desagregação 26 reduz a velocidade da fase gasosa que escoa para cima no reator de coluna de bolhas 20 à medida que a fase gasosa sobe acima da superfície superior 44 do meio de reação 36 e aproxima-se da saída de gás 40. Esta redução na velocidade ascendente da fase gasosa ajuda facilitar a remoção de líquidos e/ou sólidos aprisionados na fase gasosa que escoa para cima e dessa forma reduz perdas indesejáveis de certos componentes presentes na fase líquida do meio de reação 36.

[51] A seção de desagregação 26 pode incluir uma parede de transição no geral frustocônicas 54, uma parede lateral ampla no geral cilíndrica 56, e uma cabeça superior 58. A extremidade inferior estreita da

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 38/83 / 63 parede de transição 54 é acoplada no topo do corpo principal cilíndrico 46 da seção de reação 24. A extremidade superior ampla da parede de transição 54 é acoplada no fundo da parede lateral ampla 56. A parede de transição 54 pode estender-se para cima e longe de sua extremidade inferior estreita em um ângulo na faixa de cerca de 10 a cerca de 70 graus da vertical, na faixa de cerca de 15 a cerca de 50 graus da vertical, ou na faixa de 15 a 45 graus da vertical. A parede lateral ampla 56 tem um diâmetro máximo “X” que é no geral maior que o diâmetro máximo Dp da seção de reação 24, embora, quando a porção superior da seção de reação 24 tem um menor diâmetro que o diâmetro máximo geral da seção de reação 24, então X pode realmente ser menor que Dp. Em várias modalidades, a razão do diâmetro da parede lateral ampla 56 para o diâmetro máximo da seção de reação 24 “X:Dp” pode ser na faixa de cerca de 0,8:1 a cerca de 4:1, ou na faixa de 1,1:1 a 2:1. A cabeça superior 58 é acoplada no topo da parede lateral ampla 56. A cabeça superior 58 pode ser um elemento de cabeça no geral elíptico definindo uma abertura central que permite que gás escape da zona de desagregação 30 via a saída de gás 40. Alternativamente, a cabeça superior 58 pode ser de qualquer forma, incluindo cônica. A zona de desagregação 30 tem uma altura máxima “Y” medida do topo 50 da zona de reação 28 até a porção mais superior da zona de desagregação 30. A razão do comprimento da zona de reação 28 para a altura da zona de desagregação 30 “Lp:Y” pode ser na faixa de cerca de 2:1 a cerca de 24:1, na faixa de cerca de 3:1 a cerca de 20:1, ou na faixa de 4:1 a 16:1.

[52] Referindo-se ainda à figura 1, durante operação, um oxidante de fase gasosa (por exemplo, ar) pode ser introduzido na zona de reação 28 via a entrada de oxidantes 66a,b e o aspersor de oxidante 34. O aspersor de oxidante 34 pode ter qualquer forma ou configuração que permita passagem do oxidante de fase gasosa para a zona de reação 28. Por exemplo, o aspersor de oxidante 34 pode compreender um elemento anel circular ou poligonal (por exemplo, octogonal) definindo uma pluralidade de aberturas de descarga

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 39/83 / 63 de oxidante. Em várias modalidades, algumas ou todas as aberturas de descarga de oxidante podem ser configuradas para descarga do oxidante de fase gasosa em uma direção no geral para baixo. Independente da configuração específica do aspersor de oxidante 34, o aspersor de oxidante pode ser fisicamente configurado e operado de uma maneira que minimiza a queda de pressão associada com a descarga da corrente de oxidante através das aberturas de descarga de oxidante e na zona de reação. Tal queda de pressão é calculada como a pressão estática média no tempo da corrente de oxidante dentro do conduto de fluxo nas entradas de oxidante 66a,b do aspersor de oxidante menos a pressão estática média no tempo na zona de reação na elevação onde metade da corrente de oxidante é introduzida acima desse local vertical e metade da corrente de oxidante é introduzida abaixo desse local vertical. Em várias modalidades, a queda de pressão média no tempo associada com a descarga da corrente de oxidante do aspersor de oxidante 34 pode ser menor que cerca de 0,3 megapascal (“MPa”), menor que cerca de 0,2 MPa, menor que cerca de 0,1 MPa, ou menor que 0,05 MPa.

[53] Opcionalmente, uma lavagem contínua ou intermitente pode ser provida no aspersor de oxidante 34 com um líquido (por exemplo, ácido acético, água e/ou para-xileno) para impedir formação de fuligem do aspersor de oxidante com sólidos. Quando uma lavagem de líquido como esta é empregada, uma quantidade efetiva do líquido (isto é, não apenas uma quantidade diminuta de gotículas de líquido que pode naturalmente estar presente na corrente de oxidante) pode passar através do aspersor de oxidante e sair pelas aberturas de oxidante por pelo menos um período de mais de um minuto a cada dia. Quando um líquido é continuamente ou periodicamente descarregado do aspersor de oxidante 34, a razão da vazão média no tempo de massa do líquido através do aspersor de oxidante para a vazão de massa do oxigênio molecular através do aspersor de oxidante pode ser na faixa de cerca de 0,05:1 a cerca de 30:1, na faixa de cerca de 0,1:1 a cerca de 2:1, ou na

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 40/83 / 63 faixa de 0,2:1 a 1:1.

[54] Em muitos reatores de coluna de bolhas convencionais contendo um meio de reação de multifases, substancialmente todo o meio de reação localizado abaixo do aspersor de oxidante (ou outro mecanismo para introduzir a corrente de oxidante na zona de reação) tem um valor de retenção de gás muito baixo. Como é conhecido na técnica, “retenção de gás” é simplesmente a fração volumétrica de um meio de multifases que está no estado gasoso. Zonas de baixa retenção de gás em um meio podem também ser referidas coma zonas “não aeradas”. Em muitos reatores de coluna de bolhas de pasta fluida convencionais, uma porção significante do volume total do meio de reação é localizada abaixo do aspersor de oxidante (ou outros mecanismo para introduzir a corrente de oxidante na zona de reação). Assim, uma porção significante do meio de reação presente à base de reatores de coluna de bolhas convencionais não é aerada.

[55] Verificou-se que minimizar a quantidade de zonas não aeradas em um meio de reação sujeito a oxidação em um reator de coluna de bolhas pode minimizar a geração de certos tipos de impurezas indesejáveis. Zonas não aeradas de um meio de reação contêm relativamente poucas bolhas oxidantes. Este baixo volume de bolhas oxidantes reduz a quantidade de oxigênio molecular disponível para dissolução na fase líquida do meio de reação. Assim, a fase líquida em uma zona não aerada do meio de reação tem uma concentração relativamente baixa de oxigênio molecular. Essas zonas não aeradas desprovidas de oxigênio do meio de reação têm uma tendência de promover reações laterais indesejáveis, em vez de a reação de oxidação desejada. Por exemplo, quando para-xileno é parcialmente oxidado para formar ácido tereftálico, disponibilidade insuficiente de oxigênio na fase líquida do meio de reação pode causar a formação de quantidades indesejavelmente altas de ácido benzóico e anéis aromáticos acoplados, notavelmente incluindo moléculas coloridas altamente indesejáveis

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 41/83 / 63 conhecidas como fluorenonas e antraquinonas.

[56] De acordo com uma ou mais modalidades, oxidação de fase líquida pode ser realizada em um reator de coluna de bolhas configurado e operado de uma maneira tal que a fração volumétrica do meio de reação com baixos valores de retenção de gás é minimizada. Esta minimização de zonas não aeradas pode ser quantificada dividindo teoricamente todo o volume do meio de reação em 2.000 fatias horizontais discretas de volume uniforme. Com a exceção das fatias horizontais mais alta e mais baixa, cada fatia horizontal é um volume discreto delimitado em seus lados pela parede lateral do reator e delimitado no seu topo e base por planos horizontais imaginários. A fatia horizontal mais de cima é delimitada na sua base por um plano horizontal imaginário e no seu topo pela superfície superior do meio de reação. A fatia horizontal mais de baixo é delimitada no seu topo por um plano horizontal imaginário e na sua base pela extremidade inferior do vaso. Uma vez que o meio de reação tenha sido teoricamente dividido em 2.000 fatias horizontais discretas de volumes iguais, a retenção de gás média no tempo e média no volume de cada fatia horizontal pode ser determinada. Quando este método de quantificar a quantidade de zonas não aeradas é empregado, o número de fatias horizontais com uma retenção de gás média no tempo e média no volume menor que 0,1 pode ser menor que 30, menor que 15, menor que 6, menor que 4, ou menor que 2. Além disso, o número de fatias horizontais com uma retenção de gás menor que 0,2 pode ser menor que 80, menor que 40, menor que 20, menor que 12, ou menor que 5. Também, o número de fatias horizontais com uma retenção de gás menor que 0,3 pode ser menor que 120, menor que 80, menor que 40, menor que 20, ou menor que 15.

[57] Referindo-se ainda à figura 1, verificou-se que posicionar o aspersor de oxidante 34 mais baixo na zona de reação 28 proporciona diversas vantagens, incluindo redução da quantidade de zonas não aeradas no meio de

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 42/83 / 63 reação 36. Dada uma altura “Hp” do meio de reação 36, um comprimento “Lp” da zona de reação 28, e um diâmetro máximo “Dp” da zona de reação 28, a maioria da corrente de oxidante pode ser introduzida na zona de reação 28 em cerca de 0,025Hp, 0,022Lp, e/ou 0,25Dp da extremidade inferior 52 da zona de reação 28, em cerca de 0,02Hp, 0,018Lp, e/ou 0,2Dp da extremidade inferior 52 da zona de reação 28, ou em 0,015Hp, 0,013Lp, e/ou 0,15Dp da extremidade inferior 52 da zona de reação 28.

[58] Além das vantagens providas minimizando as zonas não aeradas (isto é, zonas com baixa retenção de gás) no meio de reação 36, verificou-se que a oxidação pode ser intensificada maximizando a retenção de gás de todo o meio de reação 36. O meio de reação 36 pode ter uma retenção de gás média no tempo e média no volume de pelo menos cerca de 0,4, na faixa de cerca de 0,6 a cerca de 0,9, ou na faixa de 0,65 a 0,85. Diversos atributos físicos e operacionais do reator de coluna de bolhas 20 contribuem para a alta retenção de gás supradiscutida. Por exemplo, para um dado tamanho do reator e fluxo de corrente de oxidante, a alta razão LP:DP da zona de reação 28 produz um menor diâmetro, que aumenta a velocidade superficial no meio de reação 36 que, por sua vez, aumenta a retenção de gás. Adicionalmente, o diâmetro real de uma coluna de bolha e a razão LP:DP são conhecidas por afetar a retenção média de gás mesmo para uma dada velocidade superficial constante. Além do mais, a minimização de zonas não aeradas, particularmente no fundo da zona de reação 28, contribui para um maior valor de retenção de gás. Adicionalmente, a pressão de topo e a configuração mecânica do reator de coluna de bolhas podem afetar a estabilidade operacional nas altas velocidades superficiais e valores de retenção de gás aqui descritos.

[59] Referindo-se ainda à figura 1, verificou-se que melhor distribuição do composto oxidável (por exemplo, para-xileno) no meio de reação 36 pode ser provida introduzindo a corrente de alimentação de fase

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 43/83 / 63 líquida na zona de reação 28 em múltiplos locais verticalmente espaçados. Em várias modalidades, a corrente de alimentação de fase líquida pode ser introduzida na zona de reação 28 via pelo menos 3 aberturas de alimentação, ou pelo menos 4 aberturas de alimentação. Na forma aqui usada, os termos “aberturas de alimentação” devem denotar aberturas onde a corrente de alimentação de fase líquida é descarregada na zona de reação 28 para misturar com meio de reação 36. Em uma ou mais modalidades, pelo menos 2 das aberturas de alimentação podem ser verticalmente espaçadas uma da outra em pelo menos cerca de 0,5Dp, pelo menos cerca de 1,5Dp, ou pelo menos 3Dp. Entretanto, a abertura de alimentação mais alta pode ser verticalmente espaçada da abertura de oxidante mais baixa em não mais que cerca de 0,75Hp, 0,65Lp, e/ou 8Dp; não mais que cerca de 0,5Hp, 0,4Lp, e/ou 5Dp; ou não mais que 0,4HP, 0,35LP, e/ou 4DP.

[60] Embora seja desejável introduzir a corrente de alimentação de fase líquida em múltiplos locais verticais, verificou-se também que melhor distribuição do composto oxidável no meio de reação 36 é provida se a maioria da corrente de alimentação de fase líquida for introduzida na metade inferior do meio de reação 36 e/ou zona de reação 28. Em várias modalidades, pelo menos cerca de 75 porcento em peso ou pelo menos 90 porcento em peso da corrente de alimentação de fase líquida podem ser introduzidos na metade inferior do meio de reação 36 e/ou zona de reação 28. Além do mais, pelo menos cerca de 30 porcento em peso da corrente de alimentação de fase líquida podem ser introduzidos na zona de reação 28 em cerca de 1,5Dp do local vertical mais de baixo onde a corrente de oxidante é introduzida na zona de reação 28. Este local vertical mais de baixo onde a corrente de oxidante é introduzida na zona de reação 28 é tipicamente no fundo do aspersor de oxidante 34; entretanto, uma variedade de configurações alternativas para introduzir a corrente de oxidante na zona de reação 28 é contemplada pelas várias modalidades. Em uma ou mais modalidades, pelo menos cerca de 50

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 44/83 / 63 porcento em peso da alimentação de fase líquida podem ser introduzidos em cerca de 2,5Dp do local vertical mais de baixo onde a corrente de oxidante é introduzida na zona de reação 28. Em outras modalidades, pelo menos cerca de 75 porcento em peso da corrente de alimentação de fase líquida podem ser introduzidos em cerca de 5DP do local vertical mais de baixo onde a corrente de oxidante é introduzida na zona de reação 28.

[61] Cada abertura de alimentação define uma área aberta pela qual a alimentação é descarregada. Em várias modalidades, pelo menos cerca de 30 porcento da área aberta cumulativa de todas as entradas de alimentação podem ser localizados em cerca de 1,5DP do local vertical mais de baixo onde a corrente de oxidante é introduzida na zona de reação 28. Em outras modalidades, pelo menos cerca de 50 porcento da área aberta cumulativa de todas as entradas de alimentação podem ser localizados em cerca de 2,5DP do local vertical mais de baixo onde a corrente de oxidante é introduzida na zona de reação 28. Em ainda outras modalidades, pelo menos cerca de 75 porcento da área aberta cumulativa de todas as entradas de alimentação podem ser localizados em cerca de 5DP do local vertical mais de baixo onde a corrente de oxidante é introduzida na zona de reação 28.

[62] Referindo-se ainda à figura 1, em uma ou mais modalidades, entradas de alimentação 32a,b,c,d podem simplesmente ser uma série de aberturas verticalmente alinhadas ao longo de um lado da carcaça do vaso 22. Essas aberturas de alimentação podem ter diâmetros substancialmente similares de menor que cerca de 7 centímetros, na faixa de cerca de 0,25 a cerca de 5 centímetros, ou na faixa de 0,4 a 2 centímetros. O reator de coluna de bolhas 20 pode ser equipado com um sistema para controlar a vazão da corrente de alimentação de fase líquida para fora de cada abertura de alimentação. Tal sistema de controle de fluxo pode incluir uma válvula de controle de fluxo individual 74a,b,c,d para cada respectiva entrada de alimentação 32a,b,c,d. Além do mais, o reator de coluna de bolhas 20 pode

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 45/83 / 63 ser equipado com um sistema de controle de fluxo que permite que pelo menos uma porção da corrente de alimentação de fase líquida seja introduzida na zona de reação 28 a uma elevada velocidade superficial de entrada de pelo menos cerca de 2 metros por segundo, pelo menos cerca de 5 metros por segundo, pelo menos cerca de 6 metros por segundo, ou na faixa de 8 a 20 metros por segundo. Na forma aqui usada, os termos “velocidade superficial de entrada” denotam a vazão volumétrica média no tempo da corrente de alimentação fora da abertura de alimentação dividida pela área da abertura de alimentação. Em várias modalidades, pelo menos cerca de 50 porcento em peso da corrente de alimentação podem ser introduzidos na zona de reação 28 a uma elevada velocidade superficial de entrada. Em uma ou mais modalidades, substancialmente toda a corrente de alimentação é introduzida na zona de reação 28 a uma elevada velocidade superficial de entrada.

[63] Referindo-se agora à figura 2, está ilustrado um sistema de reator 100 compreendendo um reator de oxidação primária 102 e um reator de oxidação secundário 104. O reator de oxidação primária 102 pode ser configurado e operado substancialmente da mesma maneira que o reator de coluna de bolhas 20 supradescrito com referência à figura 1.

[64] Em uma ou mais modalidades, o reator de oxidação primária 102 e o reator de oxidação secundário 104 são reatores de coluna de bolhas. O reator de oxidação primária 102 pode incluir um vaso de reação primário 106 e um aspersor de oxidante primário 108, enquanto o reator de oxidação secundário 104 pode incluir um vaso de reação secundário 110 e um aspersor de oxidante inferior 112. Como discutido com mais detalhes a seguir, o reator de oxidação secundário 104 pode opcionalmente compreender um ou mais aspersores de oxidante superiores igualmente. Em uma ou mais modalidades, vasos de reação primário e secundário 106 e 110 podem cada qual incluir uma respectiva parede lateral vertical com uma configuração no geral cilíndrica. A razão da altura máxima da parede lateral vertical do vaso de reação

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 46/83 / 63 secundário 110 para a altura máxima da parede lateral vertical do vaso de reação primário 106 pode ser na faixa de cerca de 0,1:1 a cerca de 0,9:1, na faixa de cerca de 0,2:1 a cerca de 0,8:1, ou na faixa de 0,3:1 a 0,7:1.

[65] O vaso de reação primário 106 define no mesmo uma zona de reação primária 116, enquanto o vaso de reação secundário 110 define no mesmo uma zona de reação secundária 118. Em várias modalidades, a razão da área seccional transversal horizontal máxima da zona de reação secundária 118 para zona de reação primária 116 pode ser na faixa de cerca de 0,01:1 a cerca de 0,75:1, na faixa de cerca de 0,02:1 a cerca de 0,5:1, ou na faixa de 0,04:1 a 0,3:1. Adicionalmente, a razão volumétrica da zona de reação primária 116 para a zona de reação secundária 118 pode ser na faixa de cerca de 1:1 a cerca de 100:1, na faixa de cerca de 4:1 a cerca de 50:1, ou na faixa de 8:1 a 30:1. Além disso, a zona de reação primária 116 pode ter uma razão de altura vertical máxima para diâmetro horizontal máximo na faixa de cerca de 3:1 a cerca de 30:1, na faixa de cerca de 6:1 a cerca de 20:1, ou na faixa de 9:1 a 15:1.

[66] Como mostrado na figura 2, a zona de reação secundária 118 pode ter um comprimento vertical máximo Ls e um diâmetro horizontal máximo Ds. Em uma ou mais modalidades, a zona de reação secundária 118 pode ter uma razão de comprimento vertical máximo para diâmetro horizontal máximo “Ls:Ds” na faixa de cerca de 14:1 a cerca de 28:1, na faixa de cerca de 16:1 a cerca de 26:1, na faixa de cerca de 18:1 a cerca de 24:1, na faixa de cerca de 20:1 a cerca de 23:1, ou na faixa de 21:1 a 22:1. Em várias modalidades, Ds da zona de reação secundária 118 pode ser na faixa de cerca de 0,1 a cerca de 5 metros, na faixa de cerca de 0,3 a cerca de 4 metros, ou na faixa de 1 a 3 metros. Além disso, Ls da zona de reação secundária 118 pode ser na faixa de cerca de 1 a cerca de 100 metros, na faixa de cerca de 3 a cerca de 50 metros, ou na faixa de 10 a 40 metros.

[67] Como com o reator de coluna de bolhas 20 supradescrito com

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 47/83 / 63 relação à figura 1, a zona de reação primária 116 tem um comprimento vertical máximo L_p e um diâmetro horizontal máximo D_p. Em várias modalidades, a razão do diâmetro horizontal máximo da zona de reação secundária 118 para o diâmetro horizontal máximo da zona de reação primária 116 “Ds:Dp” pode ser na faixa de cerca de 0,05:1 a cerca de 0,8:1, na faixa de cerca de 0,1:1 a cerca de 0,6:1, ou na faixa de 0,2:1 a 0,5:1. Além disso, a razão do comprimento vertical máximo da zona de reação secundária 118 para o comprimento vertical máximo da zona de reação primária 116 “Ls:Lp” pode ser na faixa de cerca de 0,03:1 a cerca de 1:1, na faixa de cerca de 0,1:1 a cerca de 0,9:1, ou na faixa de 0,3:1 a 0,8:1.

[68] Em várias modalidades, o reator de oxidação secundário 104 pode ser localizado lateralmente ao reator de oxidação primária 102 (isto é, pelo menos uma porção dos reatores de oxidação primária e secundário 102 e 104 compartilha uma elevação comum). Como anteriormente notado, a zona de reação primária 116 do reator de oxidação primária 102 tem um diâmetro máximo Dp. Em uma ou mais modalidades, o centróide volumétrico da zona de reação secundária 118 pode ser horizontalmente espaçado do centróide volumétrico da zona de reação primária 416 em pelo menos cerca de 0,5DP, 0,75Dp, ou 1,0Dp e em menor que cerca de 30Dp, 10Dp, ou 3Dp.

[69] Qualquer parâmetro (por exemplo, altura, largura, área, volume, colocação horizontal relativa e colocação vertical relativa) aqui especificado para o vaso de reação primário 106 e acessórios são também interpretados aplicando à zona de reação primária 116 definida pelo vaso de reação primário 106, e vice-versa. Adicionalmente, qualquer parâmetro aqui especificado para o vaso de reação secundário 110 e acessórios é também interpretado aplicado à zona de reação secundária 118 definida pelo vaso de reação secundário 110, e vice-versa.

[70] Durante operação normal do sistema de reator 100, o meio de reação 120 pode primeiro passar por oxidação na zona de reação primária 116

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 48/83 / 63 do reator de oxidação primária 102. O meio de reação 120a pode então ser extraído da zona de reação primária 116 e transferido para a zona de reação secundária 118 via o conduto 105. Na zona de reação secundária 118, o líquido e/ou fases sólidas do meio de reação 120b podem ser submetidos a oxidação adicional. Em várias modalidades, pelo menos cerca de 50, 75, 95 ou 99 porcento em peso de líquido e/ou fases sólidas extraídas da zona de reação primária 116 podem ser processados na zona de reação secundária 116. Gases de topo podem sair por uma saída superior de gás do reator de oxidação secundário 104 e podem ser transferidos de volta para o reator de oxidação primária 102 via o conduto 107. Uma fase pasta fluida do meio de reação 120b pode sair por uma saída de pasta fluida inferior 122 do reator de oxidação secundário 104 e pode em seguida ser submetida a processamento adicional a jusante.

[71] O conduto de entrada 105 pode ser anexado no reator de oxidação primária 102 em qualquer altura. Embora não mostrado na figura 2, o meio de reação 120 pode ser mecanicamente bombeado para a zona de reação secundária 118, se desejado. Entretanto, a coluna de elevação (gravidade) pode também ser usadas para transferir o meio de reação 120 da zona de reação primária 116 através do conduto de entrada 105 e para a zona de reação secundária 118. Dessa maneira, o conduto de entrada 105 pode ser conectado em uma extremidade em 50, 30, 20 ou 10 porcento superiores da altura e/ou volume total da zona de reação primária 116. Em outras várias modalidades, a saída de pasta fluida (não representada) pela qual o meio de reação 120a pode sair do reator de oxidação primária 102 para o conduto de entrada 105 pode ser espaçada pelo menos 0,1LP, pelo menos 0,2LP, ou pelo menos 0,3LP de cada uma das extremidades normalmente de topo e normalmente de fundo da zona de reação primária 116.

[72] Em várias modalidades, a outra extremidade do conduto de entrada 105 pode ser anexada em comunicação de escoamento fluido a uma

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 49/83 / 63 entrada de pasta fluida (não representada) localizada nos 30, 20, 10 ou 5 porcento superiores da altura e/ou volume total da zona de reação secundária 118. Em modalidades alternativas, a entrada de pasta fluida no reator de oxidação secundário 104 pode ser uma entrada de pasta fluida de nível intermediário espaçada do fundo da zona de reação secundária 118 por uma distância na faixa de cerca de 0,3Ls a cerca de 0,9Ls, na faixa de cerca de 0,4LS a cerca de 0,8LS, na faixa de cerca de 0,5LS a cerca de 0,8LS, ou na faixa de 0,55LS a 0,6LS. Adicionalmente, a entrada de pasta fluida no reator de oxidação secundário 104 pode ser espaçada do fundo da zona de reação secundária por uma distância na faixa de cerca de 9DS a cerca de 15DS, na faixa de cerca de 10DS a cerca de 14DS, ou na faixa de 11DS a 13DS. Em operação, pelo menos uma porção do meio de reação 120a pode ser introduzida na zona de reação secundária 118 via a entrada de pasta fluida de nível intermediário. Em várias modalidades, pelo menos 5 porcento em volume, pelo menos 10 porcento em volume, pelo menos 20 porcento em volume, pelo menos 30 porcento em volume, pelo menos 50 porcento em volume, pelo menos 75 porcento em volume, ou 100 porcento em volume da quantidade total do meio de reação 120a introduzida na zona de reação secundária 118 podem ser introduzidos via a entrada de pasta fluida de nível intermediário.

[73] Em várias modalidades, o conduto de entrada 105 pode ser horizontal, substancialmente horizontal, e/ou inclinado para baixo do reator de oxidação primária 102 em direção ao reator de oxidação secundário 104. Em uma ou mais modalidades, o conduto de entrada 105 é horizontal ou substancialmente horizontal, e pode ser reto ou substancialmente reto. Dessa maneira, em uma ou mais modalidades, a saída de pasta fluida (não representada) do reator de oxidação primária 102 pode ser na mesma ou substancialmente na mesma elevação vertical da entrada de pasta fluida (não representada) no reator de oxidação secundário 104.

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 50/83 / 63 [74] Em várias modalidades, o conduto de saída 107 pode anexar em qualquer elevação no reator de oxidação secundário 104. Em várias modalidades, o conduto de saída 107 pode ser conectado no reator de oxidação secundário 104 acima da elevação de anexação do conduto de entrada 105. Além disso, o conduto de saída 107 pode anexar no topo do reator de oxidação secundário 104. O conduto de saída 107 pode anexar no reator de oxidação primária 102 acima da elevação de anexação do conduto de entrada 105. Em várias modalidades, o conduto de saída 107 anexa nos 30, 20, 10 ou 5 porcento superiores da altura e/ou volume total da zona de reação primária 116. O conduto de saída 107 pode ser horizontal e/ou inclinado para cima do reator de oxidação secundário 104 em direção ao reator de oxidação primária 102. Embora não mostrado na figura 2, o conduto de saída 107 pode também anexar diretamente no conduto de saída de gás que extrai efluente gasoso do topo do reator de oxidação primária 102.

[75] A extensão superior da zona de reação secundária 116 pode ser acima ou abaixo da extensão superior da zona de reação primária 118. Em várias modalidades, a extensão superior da zona de reação primária 116 pode ser dentro de 10 metros acima até 50 metros abaixo, 2 metros abaixo até 40 metros abaixo, ou 5 metros abaixo até 30 metros abaixo da extensão superior da zona de reação secundária 118. A extensão inferior da zona de reação secundária 118 pode ser elevada acima ou abaixo da extensão inferior da zona de reação primária 116. Em várias modalidades, a extensão inferior da zona de reação primária 116 pode ser elevada dentro de cerca de 40, 20, 5 ou 2 metros acima ou abaixo da extensão inferior da zona de reação secundária 118.

[76] A saída de pasta fluida inferior 122 pode sair de qualquer elevação do reator de oxidação secundário 104. Em várias modalidades, a saída de pasta fluida inferior 122 pode ser conectada no reator de oxidação secundário 104 abaixo da elevação de anexação do conduto de entrada 105.

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Em várias modalidades, a saída de pasta fluida inferior 122 anexa no fundo do reator de oxidação secundário 104, como mostrado na figura 2.

[77] O reator de oxidação secundário 104 pode compreender pelo menos uma entrada de oxidante que permite que oxigênio molecular adicional seja descarregado na zona de reação secundária 118. Em uma ou mais modalidades, o reator de oxidação secundário 104 pode compreender pelo menos uma entrada de oxidante normalmente inferior e pelo menos uma entrada de oxidante normalmente superior. Em várias modalidades, a entrada de oxidante normalmente inferior pode ser espaçada do fundo da zona de reação secundária 118 em menor que 0,5Ls, menor que 0,4Ls, menor que 0,3LS, ou menor que 0,2LS. Adicionalmente, a entrada de oxidante normalmente superior pode ser espaçada do fundo da zona de reação secundária 118 em pelo menos 0,5LS, pelo menos 0,6LS, pelo menos 0,7LS, pelo menos 0,8LS, ou pelo menos 0,9LS. Em uma ou mais modalidades, o reator de oxidação secundário 104 pode compreender pelo menos duas entradas de oxidante normalmente superiores, cada qual espaçada do fundo da zona de reação secundária 118 em pelo menos 0,5LS, pelo menos 0,55LS, pelo menos 0,6LS, pelo menos 0,7LS, pelo menos 0,8LS, ou pelo menos 0,9LS. Adicionalmente, como anteriormente notado, o reator de oxidação secundário 104 pode compreender uma entrada de pasta fluida que fica em comunicação de escoamento fluido com o conduto de entrada 105. Em várias modalidades, a entrada de oxidante normalmente superior pode ser espaçada menor que 0,4Ls, menor que 0,3Ls, menor que 0,2Ls, ou menor que 0,1Ls da entrada de pasta fluida no reator de oxidação secundário 104. Em outras modalidades, a entrada de oxidante normalmente superior pode ser espaçada acima da entrada de pasta fluida em menor que 0,4LS, menor que 0,3LS, menor que 0,2LS, ou menor que 0,1Ls.

[78] Durante operação, uma primeira porção do oxidante de fase gasosa introduzida na zona de reação secundária 118 pode ser introduzida via

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 52/83 / 63 a entrada de oxidante normalmente superior, enquanto uma segunda porção do oxidante de fase gasosa pode ser introduzida via a entrada de oxidante normalmente inferior. Em várias modalidades, a primeira porção do oxidante de fase gasosa introduzida via a entrada de oxidante normalmente superior pode constituir na faixa de cerca de 5 a cerca de 49 porcento, na faixa de cerca de 5 a cerca de 35 porcento, na faixa de cerca de 10 a cerca de 20 porcento, ou na faixa de 10 a 15 porcento do volume total de oxidante de fase gasosa introduzidos na zona de reação secundária 118. Dessa maneira, a entrada de oxidante normalmente superior e a entrada de oxidante normalmente inferior podem definir entre elas uma área aberta total para introduzir oxidante de fase gasosa na zona de reação secundária 118. Em uma ou mais modalidades, a entrada de oxidante normalmente superior pode definir na faixa de cerca de 5 a cerca de 49 porcento da área aberta total, na faixa de cerca de 5 a cerca de 35 porcento da área aberta total, na faixa de cerca de 10 a cerca de 20 porcento da área aberta total, ou na faixa de 10 a 15 porcento da área aberta total.

[79] Como mostrado na figura 2, a entrada de oxidante inferior supramencionada pode compreender um aspersor de oxidante inferior 112. Adicionalmente, a(s) entrada(s) de oxidante superior(s) supramencionada(s) pode(m) compreender um ou mais aspersores de oxidante superiores 114a,b,c. Referindo-se agora à figura 3, uma seção transversal do reator de oxidação secundário 104 está mostrada ao longo da linha 3-3, particularmente ilustrando o aspersor de oxidante superior 114a. Como visto na figura 3, o aspersor de oxidante superior 114a pode compreender uma pluralidade de aberturas de descarga de oxidante 124 para introduzir oxidante de fase gasosa na zona de reação secundária 118. Embora não mostrado, cada qual dos aspersores de oxidante superiores 114b e 114c pode também compreender uma pluralidade de aberturas de descarga de oxidante. Similarmente, o aspersor de oxidante inferior 112 pode também compreender uma pluralidade

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 53/83 / 63 de aberturas de descarga de oxidante. Em uma ou mais modalidades, pelo menos 50 porcento, pelo menos 60 porcento, pelo menos 70 porcento, pelo menos 80 porcento, pelo menos 90 porcento, pelo menos 95 porcento ou pelo menos 99 porcento das aberturas de descarga de oxidante 124 definidas pelos aspersores de oxidante superiores 114a,b,c podem ser orientadas para descarregar um oxidante de fase gasosa na direção normalmente para baixo. Na forma aqui usada, os termos “para baixo” devem denotar qualquer direção estendendo-se abaixo do lado normalmente por baixo de aspersores de oxidante superiores 114a,b,c dentro de 15° com a vertical. Em várias modalidades, pelo menos 50 porcento, pelo menos 60 porcento, pelo menos 70 porcento, pelo menos 80 porcento, pelo menos 90 porcento, pelo menos 95 porcento, ou pelo menos 99 porcento das aberturas de descarga de oxidante localizadas no aspersor de oxidante inferior 112 podem ser orientados para descarregar gás de fase oxidante em uma direção normalmente para baixo e/ou a um ângulo de 45° ou aproximadamente um ângulo de 45° longe de verticalmente para baixo.

[80] Como anteriormente notado, pelo menos uma porção do oxidante de fase gasosa e do meio de reação 120a introduzidos na zona de reação secundária 118 pode combinar para formar o meio de reação 120b. Em uma ou mais modalidades, pode ser desejável que meio de reação 120b tenha o mínimo de zonas de baixa concentração de oxigênio. Esta minimização de zonas de baixo teor de oxigênio podem ser quantificadas dividindo todo o volume do meio de reação 120b em 20 fatias horizontais discretas de volume uniforme. Com a exceção das fatias horizontais mais alta e mais baixa, cada fatia horizontal é um volume discreto delimitado nos seus lados pela parede lateral do reator e delimitada no seu topo e fundo por planos horizontais imaginários. A fatia horizontal mais de cima é delimitada no seu fundo por um plano horizontal imaginário e no seu topo pela superfície superior do meio de reação ou, no caso de uma coluna cheia de líquido, pela extremidade

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 54/83 / 63 superior do vaso. A fatia horizontal mais de baixo é delimitada no seu topo por um plano horizontal imaginário e no seu fundo pela extremidade inferior do vaso. Em várias modalidades, quando todo o volume do meio de reação 120b é teoricamente dividido em 20 fatias horizontais discretas de volumes iguais, duas fatias horizontais adjacentes quaisquer não têm um teor de oxigênio médio no tempo e médio no volume combinado de menor que 7, menor que 8, menor que 9, ou menor que 10 ppm em peso. Em outras modalidades, nenhuma das 20 fatias horizontais tem um teor de oxigênio médio no tempo e médio no volume de menor que 7, menor que 8, menor que 9, ou menor que 10 ppm em peso.

[81] Referindo-se novamente à figura 2, em geral, a maneira na qual as correntes de alimentação, oxidante e refluxo são introduzidas no reator de oxidação primária 102 e a maneira na qual o reator de oxidação primária 102 é operado são substancialmente as mesmas descritas com referência ao reator de coluna de bolhas 20 da figura 1. Entretanto, uma diferença entre reator de oxidação primária 102 (figura 2) e reator de coluna de bolhas 20 (figura 1) é que o reator de oxidação primária 102 não inclui uma saída que permite que a fase pasta fluida do meio de reação 120a seja diretamente descarregada do vaso de reação primário 106 para processamento a jusante. Em vez disso, o reator de oxidação primária 102 exige que a fase pasta fluida do meio de reação 120a primeiro passe através do reator de oxidação secundário 104 antes de ser descarregada do sistema de reator 100. Como anteriormente mencionado, na zona de reação secundária 118 do reator de oxidação secundário 104, o meio de reação 120b é submetido a oxidação adicional para ajudar purificar as fases líquida e/ou sólida do meio de reação 120b.

[82] Em um processo onde para-xileno é alimentado na zona de reação 116, a fase líquida do meio de reação 120a que sai da zona de reação primária 116 e entra na zona de reação secundária 118 tipicamente contém

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 55/83 / 63 pelo menos algum ácido para-toluico. Em várias modalidades, uma porção substancial do ácido para-toluico que entra na zona de reação secundária 118 pode ser oxidada na zona de reação secundária 118. Assim, a concentração média no tempo de ácido para-toluico na fase líquida do meio de reação 120b que sai da segunda zona de reação 118 pode ser menor que a concentração média no tempo de ácido para-toluico na fase líquida do meio de reação 120a/b que entra na zona de reação secundária 118. Em várias modalidades, a concentração média no tempo de ácido para-toluico na fase líquida do meio de reação 120b que sai da zona de reação secundária 118 pode ser menor que cerca de 50, 10 ou 5 porcento da concentração média no tempo de ácido paratoluico na fase líquida do meio de reação 120a/b que entra na zona de reação secundária 118. A concentração média no tempo de ácido para-toluico na fase líquida do meio de reação 120a/b que entra na segunda zona de reação 118 pode ser pelo menos cerca de 250 ppm em peso, na faixa de cerca de 500 a cerca de 6.000 ppm em peso, ou na faixa de 1.000 a 4.000 ppm em peso. A título de comparação, a concentração média no tempo de ácido para-toluico na fase líquida do meio de reação 120b que sai da zona de reação secundária 118 pode ser menor que cerca de 1.000, 250 ou 50 ppm em peso.

X [83] À medida que o meio de reação 120b é processado na zona de reação secundária 118 do reator de oxidação secundário 104, a retenção de gás do meio de reação 120b pode diminuir à medida que a fase pasta fluida do meio de reação 120b escoa para baixo através da zona de reação secundária 118. Em várias modalidades, a razão da retenção de gás média no tempo do meio de reação 120a/b que entra na zona de reação secundária 118 para o meio de reação 120b que sai da zona de reação secundária 118 pode ser pelo menos cerca de 2:1, 10:1, ou 25:1. Adicionalmente, a retenção de gás média no tempo do meio de reação 120a/b que entra na zona de reação secundária 118 pode ser na faixa de cerca de 0,4 a cerca de 0,9, na faixa de cerca de 0,5 a cerca de 0,8, ou na faixa de 0,55 a 0,7. Além disso, a retenção de gás média

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 56/83 / 63 no tempo do meio de reação 120b que sai da zona de reação secundária 118 pode ser menor que cerca de 0,1, 0,05 ou 0,02. Em uma ou mais modalidades, a razão da retenção de gás média no tempo do meio de reação 120a na zona de reação primária 116 para o meio de reação 120b na zona de reação secundária 118 pode ser maior que cerca de 1:1, na faixa de cerca de 1,25:1 a cerca de 5:1, ou na faixa de 1,5:1 a 4:1, onde os valores de retenção de gás são medidos em qualquer altura das zonas de reação primária e secundária 116 e 118, em qualquer altura correspondente das zonas de reação primária e secundária 116 e 118, a da altura das zonas de reação primária e/ou secundária 116 e 118, a da altura das zonas de reação primária e/ou secundária 116 e 118, a ³A da altura das zonas de reação primária e/ou secundária 116 e 118, e/ou são valores médios em todas as alturas das zonas de reação primária e/ou secundária 116 e 118. Em várias modalidades, a retenção de gás média no tempo da porção do meio de reação 120a na zona de reação primária 116 pode ser na faixa de cerca de 0,4 a cerca de 0,9, na faixa de cerca de 0,5 a cerca de 0,8, ou na faixa de 0,55 a 0,70, onde a retenção de gás é medida em qualquer altura da zona de reação primária 116, a ¼ da altura da zona de reação primária 116, a da altura da zona de reação primária 116, a ³A da altura da zona de reação primária 116, e/ou é uma média em toda a altura da zona de reação primária 116. Adicionalmente, a retenção de gás média no tempo da porção do meio de reação 120b na zona de reação secundária 118 pode ser na faixa de cerca de 0,01 a cerca de 0,6, na faixa de cerca de 0,03 a cerca de 0,3, ou na faixa de 0,08 a 0,2, onde a retenção de gás é medida em qualquer altura da zona de reação secundária 118, a ¼ da altura da zona de reação secundária 118, a da altura da zona de reação secundária 118, a ³A da altura da zona de reação secundária 118, e/ou é uma média em toda a altura da zona de reação secundária 118.

[84] A temperatura do meio de reação 120 pode ser aproximadamente a mesma nas zonas de reação primária e secundária 116 e

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 57/83 / 63

118. Em várias modalidades, tal temperatura pode ser na faixa de cerca de 125 a cerca de 200°C, na faixa de cerca de 140 a cerca de 180°C, ou na faixa de 150 a 170°C. Entretanto, as diferenças de temperatura podem ser formadas na zona de reação primária 116, tais como aquelas descritas com mais detalhes abaixo com referência à figura 4. Em várias modalidades, as diferenças de temperatura das mesmas magnitudes podem também existir na zona de reação secundária 118 e também entre a zona de reação primária 116 e a zona de reação secundária 118. Esses gradientes de temperatura adicionais estão relacionados com a reação química que ocorre na zona de reação secundária 118, a introdução de oxidante adicional na zona de reação secundária 118, e as pressões estáticas existentes na zona de reação secundária 118 comparadas com aquelas na zona de reação primária 116. Como anteriormente descrito, em várias modalidades, a retenção de bolhas pode ser maior na zona de reação primária 116 do que na zona de reação secundária 118. Assim, a pressão estática na zona de reação primária 116 pode ser maior que na zona de reação secundária 118. A magnitude desta diferença de pressão depende da magnitude da densidade do líquido ou pasta fluida e da diferença na retenção de bolhas entre as duas zonas de reação. A magnitude desta diferença de pressão aumenta a elevação ainda mais abaixo do limite superior da zona de reação secundária 118.

[85] Como visto na figura 2, uma porção do oxigênio molecular total alimentado no sistema de reator 100 é introduzida na zona de reação secundária 118 do reator de oxidação secundário 104 via o aspersor de oxidante inferior 112 e opcionalmente via um ou mais de aspersores de oxidante superiores 114a,b,c. Em várias modalidades, a maioria do oxigênio molecular total alimentado no sistema de reator 100 pode ser introduzida na zona de reação primária 116, com o equilíbrio sendo introduzido na zona de reação secundária 118. Em uma ou mais modalidades, pelo menos cerca de 70, 90, 95 ou 98 porcento molar do oxigênio molecular total alimentado no

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 58/83 / 63 sistema de reator 100 podem ser introduzidos na zona de reação primária 116. Além disso, a razão molar da quantidade de oxigênio molecular introduzida na zona de reação primária 116 para a quantidade de oxigênio molecular introduzida na zona de reação secundária 118 pode ser pelo menos cerca de 2:1, na faixa de cerca de 4:1 a cerca de 200:1, ou na faixa de 10:1 a 100:1. Embora seja possível que parte do solvente e/ou composto oxidável (por exemplo, para-xileno) seja alimentada diretamente na zona de reação secundária 118, em várias modalidades, menor que cerca de 10, 5 ou 1 porcento em peso da quantidade total de solvente e/ou composto oxidável alimentado no sistema de reator 100 é alimentada diretamente na zona de reação secundária 118.

[86] O volume, tempo de permanência, e taxa de espaço tempo do meio de reação 120a na zona de reação primária 116 do vaso de reação primário 106 podem ser, em várias modalidades, substancialmente maiores que o volume, tempo de permanência e taxa de espaço tempo do meio de reação 120b na zona de reação secundária 118 do vaso de reação secundário 110. Portanto, a maioria do composto oxidável (por exemplo, para-xileno) alimentado no sistema de reator 100 pode ser oxidada na zona de reação primária 116. Em várias modalidades, pelo menos cerca de 80, 90 ou 95 porcento em peso de todo o composto oxidável que é oxidado no sistema de reator 100 podem ser oxidados na zona de reação primária 116.

[87] Em uma ou mais modalidades, a velocidade de gás superficial média no tempo do meio de reação 120a na zona de reação primária 116 pode ser pelo menos cerca de 0,2, 0,4, 0,8 ou 1 metro por segundo, onde a velocidade de gás superficial é medida em qualquer altura da zona de reação primária 116, a ¼ da altura da zona de reação primária 116, a ½ da altura da zona de reação primária 116, a ¾ da altura da zona de reação primária 116 e/ou é uma média em toda a altura da zona de reação primária 116. Embora o meio de reação 120b na zona de reação secundária 118 possa ter a mesma

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 59/83 / 63 velocidade de gás superficial do meio de reação 120a na zona de reação primária 116, em várias modalidades a velocidade de gás superficial média no tempo do meio de reação 120b na zona de reação secundária 118 pode ser menor que a velocidade de gás superficial média no tempo do meio de reação 120a na zona de reação primária 116. Esta reduzida velocidade de gás superficial na zona de reação secundária 118 é possibilitada, por exemplo, pela reduzida demanda de oxigênio molecular na zona de reação secundária 118 comparada com a zona de reação primária 116. A razão da velocidade de gás superficial média no tempo do meio de reação 120a na zona de reação primária 116 para o meio de reação 120b na zona de reação secundária 118 pode ser pelo menos cerca de 1,25:1, 2:1 ou 5:1, onde as velocidades superficiais de gás superficial são medidas em qualquer altura das zonas de reação primária e secundária 116 e 118, em qualquer altura correspondente das zonas de reação primária e secundária 116 e 118, a ¼ da altura de zonas de reação primária e/ou secundária 116 e 118, a ½ da altura de zonas de reação primária e/ou secundária 116 e 118, a ¾ da altura de zonas de reação primária e/ou secundária 116 e 118, e/ou são valores médios em todas as alturas das zonas de reação primária e/ou secundária 116 e 118. Em várias modalidades, as velocidades superficiais de gás média no tempo e média no volume do meio de reação 120b na zona de reação secundária 118 podem ser menor que cerca de 0,2, 0,1, ou 0,06 metro por segundo, onde a velocidade de gás superficial é medida em qualquer altura da zona de reação secundária 118, a ¼ da altura da zona de reação secundária 118, a ½ da altura da zona de reação secundária 118, a ¾ da altura da zona de reação secundária 118, e/ou é uma média em toda a altura da zona de reação secundária 118. Com essas menores velocidades superficiais de gás, um menor fluxo da fase pasta fluida do meio de reação 120b na zona de reação secundária 118 pode ter que mover direcionalmente no sentido de fluxo pistonado. Por exemplo, durante oxidação de para-xileno para formar TPA, o gradiente vertical relativo de

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 60/83 / 63 concentração de ácido para-toluico de fase líquida pode ser muito maior na zona de reação secundária 118 do que na zona de reação primária 116. Não é necessário dizer que a zona de reação secundária 118 é uma coluna de bolhas com mistura axial de líquido e de composições de pasta fluida. A velocidade superficial média no tempo da fase pasta fluida (solido + líquido) e da fase líquida do meio de reação 120b na zona de reação secundária 118 pode ser menor que cerca de 0,2, 0,1 ou 0,06 metro por segundo, onde a velocidade superficial é medida em qualquer altura da zona de reação secundária 118, a ¼ da altura da zona de reação secundária 118, a ½ da altura da zona de reação secundária 118, a ¾ da altura da zona de reação secundária 118, e/ou é uma média em toda a altura da zona de reação secundária 118.

[88] Em várias modalidades, a fase líquida do meio de reação 120b localizada na zona de reação secundária 118 pode ter um tempo de permanência médio em massa na zona de reação secundária 118 de pelo menos cerca de 1 minuto, na faixa de cerca de 2 a cerca de 60 minutos, ou na faixa de 5 a 30 minutos.

[89] Como anteriormente mencionado, certos recursos físicos e operacionais dos reatores de coluna de bolhas, descritos anteriormente com referência à figura 1, proporcionam gradientes verticais na pressão, temperatura e concentrações de reagente (isto é, oxigênio e composto oxidável) do meio de reação processado. Como anteriormente discutido, esses gradientes verticais podem proporcionar um processo de oxidação mais efetivo e econômico, comparado com processos de oxidação convencionais, que favorecem um meio de reação bem misturado de pressão, temperatura e concentração de reagente relativamente uniforme. Os gradientes verticais para oxigênio, composto oxidável (por exemplo, para- xileno) e temperatura possibilitaram empregar um sistema de oxidação de acordo com uma modalidade da presente invenção serão agora discutidos com mais detalhes.

[90] Referindo-se agora à figura 4, a fim de quantificar os

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 61/83 / 63 gradientes de concentração de reagente existentes no meio de reação durante oxidação no reator de coluna de bolhas, todo o volume do meio de reação pode ser teoricamente dividido em 30 fatias horizontais discretas de volumes iguais. A figura 4 ilustra o conceito de dividir o meio de reação em 30 fatias horizontais discretas de volumes iguais. Com o exceção da fatias horizontais mais alta e mais baixa, cada fatia horizontal é um volume discreto delimitado no seu topo e fundo por planos horizontais imaginários e delimitado nos seus lados pela parede do reator. A fatia horizontal mais de cima é delimitada no seu fundo por um plano horizontal imaginário e no seu topo pela superfície superior do meio de reação. A fatia horizontal mais de baixo é delimitada no seu topo por um plano horizontal imaginário e no seu fundo pelo fundo da carcaça do vaso. Uma vez que o meio de reação tenha sido teoricamente dividido em 30 fatias horizontais discretas de volumes iguais, a concentração média no tempo e média no volume de cada qual fatia horizontal pode então ser determinada. A fatia horizontal individual com a máxima concentração de todas as 30 fatias horizontais pode ser identificada como a “fatia horizontal Cmax”. A fatia horizontal individual localizada acima da fatia horizontal Cmax e com a mínima concentração de todas as fatias horizontais localizadas acima da fatia horizontal C-max pode ser identificada como a “fatia horizontal C-min”. O gradiente de concentração vertical pode então ser calculado como a razão da concentração na fatia horizontal C-max para a concentração na fatia horizontal C-min.

[91] Com relação à quantificação do gradiente de concentração de oxigênio, quando o meio de reação é teoricamente dividido em 30 fatias horizontais discretas de volumes iguais, uma fatia horizontal O2-max é identificada com a máxima concentração de oxigênio de todas as 30 fatias horizontais e uma fatia horizontal O2-min é identificada com a mínima concentração de oxigênio das fatias horizontais localizados acima da fatia horizontal O2-max. As concentrações de oxigênio das fatias horizontais são

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 62/83 / 63 medidas na fase gasosa do meio de reação com base úmida molar média no tempo e média no volume. Em várias modalidades, a razão da concentração de oxigênio da fatia horizontal O2-max para a concentração de oxigênio da fatia horizontal O2-min pode ser na faixa de cerca de 2:1 a cerca de 25:1, na faixa de cerca de 3:1 a cerca de 15:1, ou na faixa de 4:1 a 10:1.

[92] Tipicamente, a fatia horizontal O2-max será localizada perto do fundo do meio de reação, enquanto a fatia horizontal O2-min será localizada perto do topo do meio de reação. Em uma ou mais modalidades, a fatia horizontal O2-min pode ser uma das 5 fatias horizontais mais superiores das 30 fatias horizontais discretas. Adicionalmente, a fatia horizontal O2-min pode ser a mais superior das 30 fatias horizontais discretas, como ilustrado na figura 4. Em várias modalidades, a fatia horizontal O2-max pode ser uma das 10 fatias horizontais mais baixas das 30 fatias horizontais discretas. Adicionalmente, a fatia horizontal O2-max pode ser uma das 5 fatias horizontais mais baixas das 30 fatias horizontais discretas. Por exemplo, a figura 4 ilustra a fatia horizontal O2-max como a terceira fatia horizontal do fundo do reator. Em uma ou mais modalidades, o espaçamento vertical entre as fatias horizontais O2-min e O2-max pode ser pelo menos cerca de 2WP, pelo menos cerca de 4WP, ou pelo menos 6WP. Adicionalmente, o espaçamento vertical entre as fatias horizontais O2-min e O2-max pode ser pelo menos cerca de 0,2HP, pelo menos cerca de 0,4HP, ou pelo menos 0,6HP.

[93] A concentração de oxigênio média no tempo e média no volume, com base úmida, da fatia horizontal O2-min pode ser na faixa de cerca de 0,1 a cerca de 3 porcento molar, na faixa de cerca de 0,3 a cerca de 2 porcento molar, ou na faixa de 0,5 a 1,5 porcento molar. A concentração de oxigênio média no tempo e média no volume da fatia horizontal O2-max pode ser na faixa de cerca de 4 a cerca de 20 porcento molar, na faixa de cerca de 5 a cerca de 15 porcento molar, ou na faixa de 6 a 12 porcento molar. A concentração de oxigênio média no tempo, com base seca, no efluente gasoso

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 63/83 / 63 descarregado do reator via a saída de gás pode ser na faixa de cerca de 0,5 a cerca de 9 porcento molar, na faixa de cerca de 1 a cerca de 7 porcento molar, ou na faixa de 1,5 a 5 porcento molar.

[94] Em virtude de a concentração de oxigênio decair tão notavelmente em direção ao topo do meio de reação, a demanda de oxigênio pode ser reduzida no topo do meio de reação. Esta reduzida demanda de oxigênio perto do topo do meio de reação pode ser realizada criando um gradiente vertical na concentração do composto oxidável (por exemplo, paraxileno), onde a mínima concentração de composto oxidável é localizada perto do topo do meio de reação.

[95] Com relação à quantificação do gradiente de concentração do composto oxidável (por exemplo, para-xileno), quando o meio de reação é teoricamente dividido em 30 fatias horizontais discretas de volumes iguais, uma fatia horizontal OC-max é identificada com a máxima concentração de composto oxidável de todas as 30 fatias horizontais e uma fatia horizontal OC-min é identificada com a mínima concentração de composto oxidável das fatias horizontais localizadas acima da fatia horizontal OC-max. As concentrações de composto oxidável das fatias horizontais são medidas na fase líquida com base na fração em massa média no tempo e média no volume. Em várias modalidades, a razão da concentração de composto oxidável da fatia horizontal OC-max para a concentração de composto oxidável da fatia horizontal OC-min pode ser maior que cerca de 5:1, maior que cerca de 10:1, maior que cerca de 20:1, ou na faixa de 40:1 a 1000:1.

[96] Tipicamente, a fatia horizontal OC-max será localizada perto da base do meio de reação, enquanto a fatia horizontal OC-min será localizada perto do topo do meio de reação. Em uma ou mais modalidades, a fatia horizontal OC-min pode ser uma das 5 fatias horizontais mais superiores das 30 fatias horizontais discretas. Adicionalmente, a fatia horizontal OC-min pode ser a mais superior das 30 fatias horizontais discretas, como ilustrado na

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 64/83 / 63 figura 4. Em várias modalidades, a fatia horizontal OC-max pode ser uma das 10 fatias horizontais mais baixas das 30 fatias horizontais discretas. Adicionalmente, a fatia horizontal OC-max pode ser uma das 5 fatias horizontais mais baixas das 30 fatias horizontais discretas. Por exemplo, a figura 4 ilustra a fatia horizontal OC-max como a quinta fatia horizontal do fundo do reator. Em várias modalidades, o espaçamento vertical entre as fatias horizontais OC-min e OC-max pode ser pelo menos cerca de 2WP (onde “Wp” é a largura máxima do meio de reação), pelo menos cerca de 4Wp, ou pelo menos 6Wp. Dada uma altura “Hp” do meio de reação, o espaçamento vertical entre as fatias horizontais OC-min e OC-max pode ser pelo menos cerca de 0,2HP, pelo menos cerca de 0,4HP, ou pelo menos 0,6HP.

[97] A concentração do composto oxidável média no tempo e média no volume (por exemplo, para-xileno) na fase líquida da fatia horizontal OC-min pode ser menor que cerca de 5.000 ppm em peso, menor que cerca de 2.000 ppm em peso, menor que cerca de 400 ppm em peso, ou na faixa de 1 ppm em peso a 100 ppm em peso. A concentração de composto oxidável média no tempo e média no volume na fase líquida da fatia horizontal OC-max pode ser na faixa de cerca de 100 ppm em peso a cerca de 10.000 ppm em peso, na faixa de cerca de 200 ppm em peso a cerca de 5.000 ppm em peso, ou na faixa de 500 ppm em peso a 3.000 ppm em peso.

[98] Embora o reator de coluna de bolhas possa proporcionar gradientes verticais na concentração do composto oxidável, a porcentagem volumétrica do meio de reação com uma concentração de composto oxidável na fase líquida acima de 1.000 ppm em peso pode também ser minimizada. Em várias modalidades, a porcentagem volumétrica média no tempo do meio de reação com uma concentração de composto oxidável na fase líquida acima de 1.000 ppm em peso pode ser menor que cerca de 9 porcento, menor que cerca de 6 porcento, ou menor que 3 porcento. Adicionalmente, a porcentagem volumétrica média no tempo do meio de reação com uma

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 65/83 / 63 concentração de composto oxidável na fase líquida acima de 2.500 ppm em peso pode ser menor que cerca de 1,5 porcento, menor que cerca de 1 porcento, ou menor que 0,5 porcento. Além disso, a porcentagem volumétrica média no tempo do meio de reação com uma concentração de composto oxidável na fase líquida acima de 10.000 ppm em peso pode ser menor que cerca de 0,3 porcento, menor que cerca de 0,1 porcento, ou menor que 0,03 porcento. Também, a porcentagem volumétrica média no tempo do meio de reação com uma concentração de composto oxidável na fase líquida acima de 25.000 ppm em peso pode ser menor que cerca de 0,03 porcento, menor que cerca de 0,015 porcento, ou menor que 0,007 porcento. Notou-se que o volume do meio de reação com os elevados níveis de composto oxidável não precisam ficar em um único volume contíguo. Muitas vezes os padrões de fluxo caóticos em um vaso de reação de coluna de bolhas produzem simultaneamente duas ou mais porções do meio de reação contínuas, mas segregadas, com os elevados níveis de composto oxidável. Em cada tempo usado no cálculo da média no tempo, todos tais volumes contínuos mas segregados maiores que 0,0001 porcentagem volumétrica do meio de reação total são adicionados para determinar o volume total com os elevados níveis de concentração de composto oxidável na fase líquida.

[99] Além dos gradientes de concentração de oxigênio e composto oxidável, anteriormente discutidos, um gradiente de temperatura pode existir no meio de reação. Referindo-se novamente à figura 4, este gradiente de temperatura pode ser quantificado de uma maneira similar aos gradientes de concentração dividindo teoricamente o meio de reação em 30 fatias horizontais discretas de volumes iguais e medindo a temperatura média no tempo e média no volume de cada fatia. A fatia horizontal com a menor temperatura das 15 fatias horizontais mais baixas pode então ser identificada como a fatia horizontal T-min, e a fatia horizontal localizada mais acima da fatia horizontal T-min e com a máxima temperatura de todas as fatias acima

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 66/83 / 63 da fatia horizontal T-min pode então ser identificada como a fatia horizontal T-max. Em várias modalidades, a temperatura da fatia horizontal T-max pode ser pelo menos cerca de 1°C maior que a temperatura da fatia horizontal Tmin, na faixa de cerca de 1,25 a cerca de 12°C maior que a temperatura da fatia horizontal T-min, ou na faixa de 2 a 8°C maior que a temperatura da fatia horizontal T-min. A temperatura da fatia horizontal T-max pode ser na faixa de cerca de 125 a cerca de 200°C, na faixa de cerca de 140 a cerca de 180°C, ou na faixa de 150 a 170°C.

[100] Tipicamente, a fatia horizontal T-max será localizada perto do centro do meio de reação, enquanto a fatia horizontal T-min será localizada perto do fundo do meio de reação. Em várias modalidades, a fatia horizontal T-min pode ser uma das 10 fatias horizontais mais baixas das 15 horizontais mais inferiores, ou uma das 5 fatias horizontais mais baixas das 15 horizontais mais inferiores. Por exemplo, a figura 4 ilustrou a fatia horizontal T-min como a segunda fatia horizontal a partir do fundo do reator. Em várias modalidades, a fatia horizontal T-max pode ser uma das 20 fatias horizontais intermediárias das 30 fatias horizontais discretas, ou uma das 14 fatias horizontais intermediárias das 30 fatias horizontais discretas. Por exemplo, a figura 4 ilustra a fatia horizontal T-max como a vigésima fatia horizontal a partir do fundo do reator (isto é, uma das 10 fatias horizontais intermediárias). O espaçamento vertical entre as fatias horizontais T-min e T-max pode ser pelo menos cerca de 2WP, pelo menos cerca de 4WP, ou pelo menos 6WP. O espaçamento vertical entre a fatias horizontais T-min e T-max pode ser pelo menos cerca de 0,2HP, pelo menos cerca de 0,4HP, ou pelo menos 0,6HP.

[101] Como anteriormente discutido, quando existe um gradiente de temperatura vertical no meio de reação, pode ser vantajoso extrair o meio de reação em um local elevado onde a temperatura do meio de reação é mais alta, especialmente quando o produto extraído é submetido a processamento adicional a jusante a temperaturas mais altas. Assim, quando meio de reação

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120 é extraído da zona de reação via uma ou mais saídas elevadas, como ilustrado na figura 2, a(s) saída(s) elevada(s) pode(m) ser localizada(a) perto da fatia horizontal T-max. Em várias modalidades, a saída elevada pode ser localizada nas 10 fatias horizontais da fatia horizontal T-max, nas 5 fatias horizontais da fatia horizontal T-max, ou nas 2 fatias horizontais da fatia horizontal T-max.

[102] Nota-se agora que muitos dos recursos inventivos aqui descritos podem ser empregadas em múltiplos sistemas de reator de oxidação - não apenas em sistemas que empregam um único reator de oxidação. Além do mais, certos recursos inventivos aqui descritos podem ser empregados em reatores de oxidação mecanicamente agitados e/ou agitados por fluxo - não apenas agitados por bolhas (isto é, reatores de coluna de bolhas). Por exemplo, verificou-se certas vantagens associadas com concentração de oxigênio e/ou taxa de consumo de oxigênio em estágios/variadas através do meio de reação. As vantagens realizadas pela formação de estágios da concentração/consumo de oxigênio no meio de reação podem ser realizadas quer o volume total do meio de reação seja contido em um único vaso quer em múltiplos vasos. Adicionalmente, as vantagens realizadas pela formação de estágios da concentração/consumo de oxigênio no meio de reação podem ser realizadas quer o(s) vaso(s) de reação seja(m) mecanicamente agitados, agitados por fluxo e/ou agitado por bolhas.

[103] Uma maneira de quantificar o grau de formação de estágios da concentração e/ou taxa de consumo de oxigênio em um meio de reação é comparar dois ou mais volumes contínuos de 20 porcento distintos do meio de reação. Esses volumes contínuos de 20 porcento não precisam ser definidos por nenhuma forma particular. Entretanto, cada volume contínuo de 20 porcento tem que ser formado de um volume contíguo do meio de reação (isto é, cada volume é “contínuo”), e os volumes contínuos de 20 porcento não devem sobrepor um ao outro (isto é, os volumes são “distintos”). Esses

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 68/83 / 63 volumes contínuos de 20 porcento distintos podem ser localizados no mesmo reator ou em múltiplos reatores. Referindo-se agora à figura 5, o reator de coluna de bolhas está ilustrado contendo um meio de reação que inclui um primeiro volume contínuo de 20 porcento distinto 37 e um segundo volume contínuo de 20 porcento distinto 39.

[104] A formação de estágios de disponibilidade de oxigênio no meio de reação pode ser quantificado referindo-se ao volume contínuo de 20 porcento do meio de reação com a fração molar mais abundante de oxigênio na fase gasosa e referindo-se ao volume contínuo de 20 porcento do meio de reação com a fração molar mais esgotada de oxigênio na fase gasosa. Na fase gasosa do volume contínuo de 20 porcento distinto do meio de reação contendo a mais alta concentração de oxigênio, a concentração de oxigênio média no tempo e média no volume, com base úmida, pode ser na faixa de cerca de 3 a cerca de 18 porcento molar, na faixa de cerca de 3.5 a cerca de 14 porcento molar, ou na faixa de 4 a 10 porcento molar. Na fase gasosa do volume contínuo de 20 porcento distinto do meio de reação contendo a menor concentração de oxigênio, a concentração de oxigênio média no tempo e média no volume, com base úmida, pode ser na faixa de cerca de 0,3 a cerca de 5 porcento molar, na faixa de cerca de 0,6 a cerca de 4 porcento molar, ou na faixa de 0,9 a 3 porcento molar. Além disso, a razão da concentração de oxigênio média no tempo e média no volume, com base úmida, no volume contínuo mais abundante de 20 porcento do meio de reação comparado com o volume contínuo mais esgotado de 20 porcento de meio de reação pode ser na faixa de cerca de 1,5:1 a cerca de 20:1, na faixa de cerca de 2:1 a cerca de 12:1, ou na faixa de 3:1 a 9:1.

[105] A formação de estágios da taxa de consumo de oxigênio no meio de reação pode ser quantificado em termos de uma STR de oxigênio, inicialmente aqui descrito. STR de oxigênio foi previamente descrito em um sentido global (isto é, da perspectiva da STR de oxigênio média de todo o

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 69/83 / 63 meio de reação); entretanto, STR de oxigênio pode também ser considerada em um sentido local (isto é, uma porção do meio de reação) a fim de quantificar a formação de estágios da taxa de consumo de oxigênio através do meio de reação.

[106] Verificou-se que pode ser adequado fazer com que a STR de oxigênio varia através do meio de reação em harmonia geral com os gradientes desejáveis aqui descritos relativos à pressão no meio de reação e à fração molar de oxigênio molecular na fase gasosa do meio de reação. Assim, em várias modalidades, a razão da STR de oxigênio de um primeiro volume contínuo de 20 porcento distinto do meio de reação comparada com a STR de oxigênio de um segundo volume contínuo de 20 porcento distinto do meio de reação pode ser na faixa de cerca de 1,5:1 a cerca de 20:1, na faixa de cerca de 2:1 a cerca de 12:1, ou na faixa de 3:1 a 9:1. Em uma modalidade, o “primeiro volume contínuo de 20 porcento distinto” pode ser localizado mais próximo do que o “segundo volume contínuo de 20 porcento distinto” do local onde oxigênio molecular é inicialmente introduzido no meio de reação. Esses grandes gradientes de STR de oxigênio podem ser desejáveis, quer o meio de reação de oxidação parcial seja contido em um reator de coluna de bolhas de oxidação quer em qualquer outro tipo de vaso de reação no qual gradientes são criados na pressão e/ou fração molar de oxigênio molecular na fase gasosa do meio de reação (por exemplo, em um vaso mecanicamente agitado com múltiplas zonas de agitação dispostas verticalmente conseguido usando múltiplos propulsores com forte fluxo radial, possivelmente aumentado pelos conjuntos de defletores no geral horizontais, com o fluxo de oxidante subindo no geral de uma alimentação perto da porção inferior do vaso de reação, não importando que retromistura considerável de fluxo de oxidante possa ocorrer em cada zona de agitação disposta verticalmente e que parte da retromistura do fluxo de oxidante possa ocorrer entre zonas de agitação verticalmente dispostas adjacentes). Ou seja, quando existe um

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 70/83 / 63 gradiente na pressão e/ou fração molar de oxigênio molecular na fase gasosa do meio de reação, verificou-se que pode ser desejável criar um gradiente similar na demanda química de oxigênio dissolvido.

[107] Uma maneira de fazer com que a STR de oxigênio local varie é controlando os locais de alimentação do composto oxidável e controlando a mistura da fase líquida do meio de reação para controlar gradientes de concentração de composto oxidável de acordo com outras descrições aqui. Outros meios adequados de fazer com que a STR de oxigênio local varie incluem causar variação na atividade da reação causando uma variação de temperatura local e mudando a mistura local de componentes de catalisador e solvente (por exemplo, introduzindo um gás adicional para causar resfriamento evaporativo em uma porção particular do meio de reação e/ou adicionando uma corrente de solvente contendo uma maior quantidade de água para diminuir a atividade em uma porção particular do meio de reação).

[108] Referindo-se agora à figura 6, está ilustrado um processo para produzir ácido tereftálico purificado (“PTA”) empregando um sistema de reator de oxidação 200 compreendendo um reator de oxidação primária 200a e um reator de oxidação secundário 200b. Na configuração ilustrada na figura 6, uma pasta fluida inicial pode ser produzida pelo reator de oxidação primária 200a e pode em seguida ser submetida a purificação em um sistema de purificação 202, do qual o reator de oxidação secundário 200b é uma parte. A pasta fluida inicial extraída do reator de oxidação primária 200a pode compreender partículas de ácido tereftálico bruto sólido (“CTA”) e um licor mãe líquido. Tipicamente, a pasta fluida inicial pode conter na faixa de cerca de 10 a cerca de 50 porcento em peso de partículas CTA sólidas, com o equilíbrio sendo licor mãe líquido. As partículas CTA sólidas presentes na pasta fluida inicial extraída do reator de oxidação primária 200a pode conter pelo menos cerca de 400 ppm em peso de 4-carboxibenzaldeído (“4-CBA”), pelo menos cerca de 800 ppm em peso de 4-CBA, ou na faixa de 1.000 a

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15.000 ppm em peso de 4-CBA.

[109] O sistema de purificação 202 recebe a pasta fluida inicial extraída do reator de oxidação primária 200a e reduz a concentração de 4CBA e outras impurezas presentes no CTA. Uma pasta fluida mais pura/purificada pode ser produzida pelo sistema de purificação 202 e pode ser submetida a separação e secagem em um sistema de separação 204 para dessa forma produzir partículas de ácido tereftálico sólidas mais puras compreendendo menor que cerca de 400 ppm em peso de 4-CBA, menor que cerca de 250 ppm em peso de 4-CBA, ou na faixa de 10 a 200 ppm em peso de 4-CBA.

[110] O sistema de purificação 202 inclui reator de oxidação secundário 200b, um digestor 206, e um único cristalizador 208. No reator de oxidação secundário 200b, a pasta fluida inicial é submetida a oxidação em condições tais como anteriormente descritas de com referência ao reator de oxidação secundário 104 da figura 2. A pasta fluida que sai do reator de oxidação secundário 200b é introduzida no digestor 206. No digestor 206, uma reação de oxidação adicional pode ser realizada a temperaturas ligeiramente maiores que as que foram usadas no reator de oxidação primária 200a.

[111] A grande área superficial, pequeno tamanho de partícula e baixa densidade das partículas CTA produzidas no reator de oxidação primária 200a podem fazer com que certas impurezas aprisionadas nas Partículas CTA fiquem disponíveis para oxidação no digestor 206 sem exigir completa dissolução das partículas CTA no digestor 206. Assim, a temperatura no digestor 206 pode ser menor que em muitos processos da tecnologia anterior similares. A oxidação adicional realizada no digestor 206 pode reduzir a concentração de 4-CBA no CTA em pelo menos 200 ppm em peso, pelo menos cerca de 400 ppm em peso, ou na faixa de 600 a 6.000 ppm em peso. A temperatura de digestão no digestor 206 pode ser pelo menos

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 72/83 / 63 cerca de 10°C maior que a temperatura de oxidação primária no reator 200a, cerca de 20 a cerca de 80°C maior que a temperatura de oxidação primária no reator 200a, ou 30 a 50°C maior que a temperatura de oxidação primária no reator 200a. A temperatura de digestão pode ser na faixa de cerca de 160 a cerca de 240°C, na faixa de cerca de 180 a cerca de 220°C, ou na faixa de 190 a 210°C. Em várias modalidades, o produto purificado do digestor 206 precisa somente de um uma única etapa de cristalização no cristalizador 208 antes da separação no sistema de separação 204. Técnicas de oxidação/digestão secundária adequadas são discutidas com mais detalhes na patente U.S. 7.132.566, cuja descrição na íntegra está expressamente aqui incorporada pela referência.

[112] Ácido tereftálico (por exemplo, PTA) produzido pelo sistema ilustrado na figura 6 pode ser formado de partículas PTA com um tamanho de partícula médio de pelo menos cerca de 40 micrometros (pm), na faixa de cerca de 50 a cerca de 2.000 pm, ou na faixa de 60 a 200 pm. As partículas PTA podem ter uma área superficial BET média de menor que cerca de 0,25 m²/g, na faixa de cerca de 0,005 a cerca de 0,2 m²/g, ou na faixa de 0,01 a 0,18 m²/g. PTA produzido pelo sistema ilustrado na figura 6 é adequado para uso como uma carga de alimentação na fabricação de PET. Tipicamente, PET é feito via esterificação de ácido tereftálico com etileno glicol, seguido por policondensação. Em várias modalidades, ácido tereftálico produzido por uma modalidade da presente invenção pode ser empregado como uma alimentação do processo PET de reator de tubo descrito na patente U.S. 6.861.494, cuja descrição na íntegra está aqui incorporada pela referência.

[113] Partículas CTA com a morfologia aqui descrita podem ser particularmente adequadas no processo de digestão oxidativa supradescrito para redução de conteúdo de 4-CBA. Além do mais, essas partículas CTA podem proporcionar vantagens em uma ampla faixa de outros pós-processos envolvendo dissolução e/ou reação química das partículas. Esses pós

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 73/83 / 63 processos adicionais incluem, mas sem limitações, reação com pelo menos um composto contendo hidroxila para formar compostos de éster, especialmente a reação de CTA com metanol para formar tereftalato de dimetila e ésteres de impureza; a reação com pelo menos um diol para formar monômero de éster e/ou compostos de polímero, especialmente a reação de CTA com etileno glicol para formar poli(tereftalato de etileno) (PET); e dissolução total ou parcial em solventes, incluindo, mas sem limitações, água, ácido acético, e N-metil-2-pirrolidona, que pode incluir processamento adicional, incluindo, mas sem limitações, reprecipitação de um ácido tereftálico mais puro e/ou redução química seletiva de grupos carbonila além de grupo ácido carboxílico. Notadamente incluída é uma dissolução substancial de CTA em um solvente compreendendo água acoplado com hidrogenação parcial que reduz a quantidade de aldeídos, especialmente 4CBA, fluorenonas, fenonas e/ou antraquinonas.

DEFINIÇÕES [114] Deve-se entender que o exposto a seguir não visa ser uma lista exclusiva dos termos definidos. Outras definições podem ser providas na descrição apresentada, tal como, por exemplo, quando acompanhando o uso de um termo definido no contexto.

[115] Na forma aqui usada, os termos “um”, “uma”, “o” e “a” significam um ou mais.

[116] Na forma aqui usada, o termo “e/ou”, quando usado em uma lista de dois ou mais itens, significa que qualquer um dos itens listados pode ser empregado por si ou qualquer combinação de dois ou mais dos itens listados pode ser empregada. Por exemplo, se uma composição for descrita contendo componentes A, B e/ou C, a composição pode conter A sozinho; B sozinho; C sozinho; A e B em combinação; A e C em combinação, B e C em combinação; ou A, B e C em combinação.

[117] Na forma aqui usada, os termos “compreendendo”,

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 74/83 / 63 “compreende” e “compreendem” são termos de transição de sentido amplo usados para transicionar de um objeto citado antes do termo para um ou mais elementos citados depois do termo, onde o elemento ou elementos listados depois do termo de transição não são necessariamente os únicos elementos que constituem o objeto.

[118] Na forma aqui usada, os termos “com”, “tem” e “têm” têm o mesmo significado amplo de “compreendendo”, “compreende” e “compreendem” providos anteriormente.

[119] Na forma aqui usada, os termos “incluindo”, “inclui” e “incluem” têm o mesmo significado amplo de “compreendendo”, “compreende” e “compreendem” providos anteriormente.

FAIXAS NUMÉRICAS [120] A presente descrição usa faixas numéricas para quantificar certos parâmetros relacionados com a invenção. Deve-se entender que, quando faixas numéricas são providas, tais faixas devem ser interpretadas provendo suporte literal para reivindicar limitações de que somente cita o valor inferior da faixa, bem como reivindicar limitações de que somente cita o valor superior da faixa. Por exemplo, uma faixa numérica descrita de 10 a 100 provê suporte literal para uma reivindicação que cita “maior que 10” (sem limites superiores) e uma reivindicação que cita “menor que 100” (sem limites inferiores).

[121] A presente descrição usa valores numéricos específicos para quantificar certos parâmetros relativos à invenção, onde os valores numéricos específicos não são expressamente parte de uma faixa numérica. Deve-se entender que cada valor numérico específico aqui provido deve ser interpretado provendo suporte literal para uma faixa ampla, intermediária e estreita. A faixa ampla associada com cada valor numérico específico é o valor numérico mais ou menos 60 porcento do valor numérico, arredondado nos dois dígitos significativos. A faixa intermediária associada com cada

Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 75/83 / 63 valor numérico específico é o valor numérico mais ou menos 30 porcento do valor numérico, arredondado nos dois dígitos significativos. A faixa estreita associada com cada valor numérico específico é o valor numérico mais ou menos 15 porcento do valor numérico, arredondado nos dois dígitos significativos. Por exemplo, se a especificação descrever uma temperatura específica de 62°F, uma descrição como esta fornece suporte literal para uma ampla faixa numérica de 25°F a 99°F (62°F +/-37°F) (-3,9°C a 37,2°C) (16,7°C ±20,6°C), uma faixa numérica intermediária de 43°F a 81°F (62°F +/19°F) (6,1°C a 27,2°C) (16,7 ±10,6°C), e uma faixa numérica estreita de 53°F a 71°F (62°F +/-9°F) (11,7°C a 21,7°C) (16,7°C ±5°C). Essas faixas numéricas ampla, intermediária e estreita devem ser aplicadas não somente aos valores específicos, mas devem também ser aplicadas a diferenças entre esses valores específicos. Assim, se a especificação descrever uma primeira pressão de 110 psia (757 kPa abs.) e uma segunda pressão de 48 psia (331 kPa abs.) (uma diferença de 62 psi (427 kPa)), as faixas ampla, intermediária e estreita para a diferença de pressão entre essas duas correntes seriam 25 a 99 psi (172 a 683 kPa), 43 a 81 psi (296 a 558 kPa) e 53 a 71 psi (365 a 490 kPa), respectivamente.

REIVINDICAÇÕES NÃO LIMITADAS ÀS MODALIDADES DESCRITAS [122] As formas da invenção supradescritas são devem ser usadas apenas como ilustração, e não devem ser usadas em um sentido limitante para interpretar o escopo da presente invenção. Modificações nas modalidades exemplares, aqui apresentadas, poderiam ser facilmente feitas pelos versados na técnica sem fugir do espírito da presente invenção.

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Claims (21)

1. REIVINDICAÇÕES

   1. Sistema para produzir um ácido policarboxílico colocando uma pasta fluida em contato com um oxidante de fase gasosa, caracterizado pelo fato de que compreende:

   um reator de oxidação primária compreendendo uma primeira saída de pasta fluida; e um reator de oxidação secundário compreendendo uma entrada de pasta fluida, uma segunda saída de pasta fluida, uma entrada de oxidante normalmente inferior, e uma entrada de oxidante normalmente superior, em que a dita entrada de pasta fluida fica em comunicação de escoamento fluido a jusante com a dita primeira saída de pasta fluida, o dito reator de oxidação secundário define no mesmo uma zona de reação secundária com um comprimento máximo Ls, a dita entrada de oxidante normalmente inferior é espaçada do fundo da dita zona de reação secundária em menor que 0,5Ls, a dita entrada de oxidante normalmente superior é espaçada do fundo da dita zona de reação secundária em 0,5LS, a dita entrada de oxidante normalmente superior e a dita entrada de oxidante normalmente inferior definem entre elas uma área aberta total para introduzir o dito oxidante de fase gasosa na dita zona de reação secundária, em que a dita entrada de oxidante normalmente superior define na faixa de 5 a 49 porcento da dita área aberta total.
2. 2. Sistema de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a dita entrada de oxidante normalmente superior é espaçada do fundo da dita zona de reação secundária em 0,55LS.
3. 3. Sistema de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a dita entrada de oxidante normalmente superior compreende um aspersor.

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4. 4. Sistema de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que o dito aspersor compreende uma pluralidade de aberturas de descarga de oxidante.
5. 5. Sistema de acordo com a reivindicação 4, caracterizado pelo fato de que a maioria das ditas aberturas de descarga de oxidante é orientada para descarregar o dito oxidante de fase gasosa em uma direção normalmente para baixo.
6. 6. Sistema de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a dita entrada de oxidante normalmente superior é espaçada menor que 0,4Ls da dita entrada de pasta fluida.
7. 7. Sistema de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o dito reator de oxidação secundário compreende duas de entrada de oxidante superiores, cada qual individualmente espaçada do fundo da dita zona de reação secundária em 0,5LS.
8. 8. Sistema de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a dita zona de reação secundária tem um diâmetro máximo Ds, em que a dita zona de reação tem uma razão Ls:Ds na faixa de 14:1 a 28:1.
9. 9. Sistema de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a dita primeira saída de pasta fluida e a dita entrada de pasta fluida possuem substancialmente a mesma elevação vertical, em que a dita primeira saída de pasta fluida e a dita entrada de pasta fluida estão anexadas em comunicação de escoamento fluido através de um conduto substancialmente reto e substancialmente horizontal.
10. 10. Sistema de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o dito reator de oxidação primária é um reator de coluna de bolhas, em que o dito reator de oxidação secundário é um reator de coluna de bolhas.
11. 11. Sistema de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o dito reator de oxidação primária define no mesmo uma

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    3 / 5 zona de reação primária com um comprimento máximo Lp, em que a dita primeira saída de pasta fluida é espaçada 0,1 Lp longe de cada uma das extremidades normalmente de topo e normalmente de fundo da dita zona de reação primária.
12. 12. Sistema de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que a razão volumétrica da dita zona de reação primária para a dita zona de reação secundária é na faixa de 4:1 a 50:1.
13. 13. Método para produzir uma composição de ácido policarboxílico no sistema conforme definido na reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o método compreende:

    (a) submeter um primeiro meio de reação de multifases compreendendo um composto oxidável a oxidação em uma zona de reação primária do reator de oxidação primária para, dessa forma, produzir uma primeira pasta fluida; e (b) colocar uma porção da dita primeira pasta fluida em contato com um oxidante de fase gasosa na zona de reação secundária do reator de oxidação secundário para dessa forma produzir uma segunda pasta fluida compreendendo o ácido policarboxílico, em que uma primeira porção do dito oxidante de fase gasosa é introduzida na dita zona de reação secundária através da entrada de oxidante normalmente superior, e a dita primeira porção do dito oxidante de fase gasosa constitui na faixa de 5 a 49 porcento do volume total do dito oxidante de fase gasosa introduzida na dita zona de reação secundária.
14. 14. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a dita primeira porção do dito oxidante de fase gasosa constitui na faixa de 5 a 35 porcento do volume total do dito oxidante de fase gasosa introduzido na dita zona de reação secundária, em que a dita primeira região de entrada de oxidante é espaçada do fundo da dita zona de reação

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    4 / 5 secundária em 0,55Ls, em que uma segunda porção do dito oxidante de fase gasosa é introduzida na dita zona de reação secundária em uma segunda região de entrada de oxidante espaçada do fundo da dita zona de reação secundária em menor que 0,3Ls.
15. 15. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que uma porção da dita primeira pasta fluida é introduzida no dito reator de oxidação secundário em uma região de entrada de pasta fluida, em que a dita primeira região de entrada de oxidante está em 0,4Ls da dita região de entrada de pasta fluida.
16. 16. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que uma porção do dito oxidante de fase gasosa e uma porção da dita primeira pasta fluida combinam na dita zona de reação secundária para formar um segundo meio de reação de multifases, em que, quando todo o volume do dito segundo meio de reação de multifases é teoricamente dividido em 20 fatias horizontais discretas de volumes iguais, duas fatias horizontais adjacentes quaisquer não têm um teor de oxigênio médio no tempo e médio no volume combinado de menor que 7 partes por milhão em peso (“ppm em peso”).
17. 17. Método de acordo com a reivindicação 16, caracterizado pelo fato de que nenhuma das ditas fatias horizontais possui um teor de oxigênio médio no tempo e médio no volume de menor que 7 partes por milhão em peso.
18. 18. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a dita primeira e segunda pastas fluidas compreendem cada qual ácido para-toluico na fase líquida, em que a dita segunda pasta fluida tem uma concentração média no tempo e média no volume de ácido para-toluico de fase líquida que é menor que 50 porcento da concentração média no tempo e média no volume de ácido para-toluico de fase líquida na dita primeira pasta fluida.
19. 19. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado

    Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 80/83

    5 / 5 pelo fato de que o dito composto oxidável é para-xileno, em que o dito ácido policarboxílico é ácido tereftálico, em que o dito oxidante de fase gasosa é ar.
20. 20. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que o dito reator de oxidação primária é um reator de coluna de bolhas, em que o dito reator de oxidação secundário é um reator de coluna de bolhas.
21. 21. Método de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a dita zona de reação secundária tem um diâmetro máximo Ds, em que a dita zona de reação tem uma razão Ls:Ds na faixa de 14:1 a 28:1.

    Petição 870180057108, de 02/07/2018, pág. 81/83

    1/4

    Alimentação λ

    Refluxo /

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    Pasta fluida

    2/4

    Alimentação

    Refluxo

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