BR112020021485A2

BR112020021485A2 - processo para produção nitrila insaturada

Info

Publication number: BR112020021485A2
Application number: BR112020021485-0A
Authority: BR
Inventors: Eri Tateno; Sho Tamura
Original assignee: Asahi Kasei Kabushiki Kaisha
Priority date: 2018-05-15
Filing date: 2018-05-15
Publication date: 2021-01-26
Also published as: WO2019220521A1; CN112119057B; JP2022128485A; JP7352692B2; JPWO2019220521A1; EP3795560A1; US20210230102A1; KR102598780B1; CN112119057A; KR20200143468A; US11905233B2; EP3795560A4

Abstract

A presente invenção refere-se a um processo para produção de nitrila insaturada compreendendo uma etapa de reação de submeter um hidrocarboneto a uma reação de amoxidação catalítica em fase de vapor em um reator de leito fluidizado para produzir a nitrila insaturada correspondente, em que, na etapa de reação, um pó é alimentado a uma zona densa no reator de leito fluidizado usando um gás carreador, e a razão da velocidade linear LV1 do gás carreador na abertura de alimentação do pó ao reator de leito fluidizado para a velocidade linear LV2 do gás na zona densa (LV1/LV2) não é inferior a 0,01 e não é superior a 1200.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "PRO- CESSO PARA PRODUÇÃO NITRILA INSATURADA".

[0001] Campo técnico

[0002] A presente invenção refere-se a um processo para produ- ção de nitrila insaturada

[0003] Técnica Anterior

[0004] Convencionalmente, um reator de leito fluidizado tem sido amplamente utilizado quando um hidrocarboneto, como um alcano e / ou um alqueno, é submetido a uma reação de amoxidação catalítica em fase de vapor na presença de um catalisador. Para levar a cabo essa reação de amoxidação catalítica em fase de vapor durante um longo período de tempo, foram feitas várias propostas para não dimi- nuir o rendimento de um produto alvo, como acrilonitrila.

[0005] Por exemplo, a literatura de patentes 1, com a intenção de fornecer um processo de produção de acrilonitrila com alto rendimento e pequena redução no rendimento de acrilonitrila ao longo do tempo, além de capaz uma produção estável por um longo período de tempo, divulga um processo para produção de acrilonitrila pela reação de pro- pileno com oxigênio molecular e amônia na presença de um catalisa- dor, processo esse compreendendo o uso de um catalisador contendo molibdênio, bismuto, ferro, níquel e sílica como componentes essenci- ais e mantendo relações predeterminadas de intensidades de pico por difração de raios x derivadas de várias fases do cristal após 1000 ho- ras do início da reação.

[0006] Lista de citações

[0007] Documento de Patente

[0008] Documento de Patente 1: Pedido de Patente Japonesa dis- ponível ao público nº 2005-029528

[0009] Sumário da Invenção

[0010] Problema técnico

[0011] Quando um reator de leito fluidizado é usado para uma rea- ção de amoxidação catalítica em fase de vapor, o próprio catalisador em pó e o molibdênio contido na dispersão do catalisador são descar- regados do sistema, reduzindo, consequentemente, o rendimento de nitrila insaturada. Para evitar essa redução no rendimento, a adição de catalisador e de composto de molibdênio no sistema de reação pode ser considerada. Nesse caso, o processo de produção descrito no Do- cumento de Patente 1 não pode ser considerado um processo eficaz para suprimir a redução no rendimento de nitrila insaturada.

[0012] Alternativamente, a adição de um composto de tungstênio ao sistema de reação para aumentar a atividade catalítica também po- de ser considerada. No entanto, quando um reator de leito fluidizado é usado na prática em escala industrial, apenas a adição do catalisador, do composto de molibdênio e do composto de tungstênio no sistema de reação não é considerada necessariamente suficiente para suprimir uma diminuição no rendimento de nitrila insaturada ou para aumentar a atividade catalítica.

[0013] A presente invenção foi feita à luz do problema acima, e é um dos objetivos da presente invenção fornecer um processo para produção de nitrila insaturada compreendendo uma etapa de reação onde um hidrocarboneto é submetido a uma reação de amoxidação catalítica em fase de vapor em um reator de leito fluidizado para pro- duzir a nitrila insaturada correspondente, o processo de produção sen- do capaz de suprimir suficientemente uma diminuição no rendimento da nitrila insaturada. Outro objetivo é fornecer um processo para pro- dução de nitrila insaturada que seja capaz de aumentar suficientemen- te o rendimento de nitrila insaturada pela adição de um composto de tungstênio.

[0014] Solução para o problema

[0015] Os presentes inventores realizaram estudos extensivos pa-

ra alcançar os objetivos acima e descobriram o que se segue. Em pri- meiro lugar, quando a nitrila insaturada é produzida em escala indus- trial, pós, como catalisador, se separam em áreas específicas do rea- tor de leito fluidizado. Em resultado disso, a eficiência de utilização do pó diminui, não sendo possível, assim, suprimir a diminuição do ren- dimento da nitrila insaturada ou aumentar o rendimento da nitrila insa- turada pela adição de um composto de tungstênio. Além disso, mesmo quando uma quantidade predeterminada de pó, como um catalisador, é adicionada a um reator de leito fluidizado, uma quantidade pretendi- da do pó nem sempre funciona efetivamente como uma parte do cata- lisador. Em resultado disso, não é possível suprimir a diminuição no rendimento de nitrila insaturada ou aumentar o rendimento de nitrila insaturada pela adição de um composto de tungstênio. Assim, os pre- sentes inventores completaram a presente invenção como um resulta- do de estudos adicionais baseados nessas descobertas.

[0016] Invenção essa que consiste em :

[0017] [1] Um processo para produção de nitrila insaturada com- preendendo uma etapa de reação em que um hidrocarboneto é sub- metido a uma reação de amoxidação catalítica em fase de vapor em um reator de leito fluidizado para produzir a nitrila insaturada corres- pondente,

[0018] em que, na etapa de reação, um pó é alimentado a uma zona densa no reator de leito fluidizado usando um gás carrea- dor, e

[0019] a razão da velocidade linear LV1 do gás carreador na abertura de alimentação do pó ao reator de leito fluidizado para a velo- cidade linear LV2 do gás na zona densa (LV1/LV2) não é inferior a 0,01 e não é superior a 1200.

[0020] [2] O processo de acordo com [1], em que 100 vezes a ra- zão da vazão R1 do gás carreador a ser alimentado ao reator de leito fluidizado para a vazão R2 do gás no reator de leito fluidizado (R1 / R2 ) não é inferior a 0,0005 e não é superior a 50.

[0021] [3] O processo de acordo com [1] ou [2], em que a veloci- dade linear LV1 do gás carreador não é inferior a 0,01 m/s e nem su- perior a 330 m/s, e

[0022] a velocidade linear LV2 do gás na zona densa não é inferior a 0,3 m/s e nem superior a 1,0 m/s.

[0023] [4] O processo de acordo com qualquer um de [1] a [3], em que o gás carreador é um gás inerte.

[0024] [5] O processo de acordo com qualquer um de [1] a [4], em que o pó inclui um ou mais pós selecionados no grupo que consiste em um pó catalítico usado para a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor, um pó contendo um composto de Mo para reabastecer o catalisador com átomos de Mo, e um pó contendo um composto W para adicionar átomos de W ao catalisador.

[0025] [6] O processo de acordo com qualquer um de [1] a [5], em que a abertura de alimentação é formada em uma parede lateral do reator de leito fluidizado com um ângulo de alimentação do gás carre- ador na abertura de alimentação não inferior a 15 e não superior a 85 na direção vertical.

[0026] [7] O processo de acordo com qualquer um de [1] a [6], em que a velocidade linear LV2 do gás na zona densa é uma velocidade linear de uma corrente de gás da parte inferior para a parte superior na direção vertical.

[0027] Efeitos Vantajosos da Invenção

[0028] De acordo com a presente invenção, pode ser fornecido um processo para produção de nitrila insaturada que compreende uma etapa de reação em que hidrocarboneto é submetido a uma reação de amoxidação catalítica em fase de vapor em um reator de leito fluidiza- do para produzir a nitrila insaturada correspondente, o processo de produção sendo capaz de evitar suficientemente a redução no rendi- mento de nitrila insaturada. Além disso, de acordo com a presente in- venção, pode ser fornecido um processo para produção de nitrila insa- turada, capaz de aumentar suficientemente o rendimento de nitrila in- saturada pela adição de um composto de tungstênio.

[0029] Breve descrição dos desenhos

[0030] [Figura 1] A Figura 1 é uma vista esquemática que mostra um exemplo do reator usado no processo de produção de nitrila insa- turada da presente modalidade.

[0031] Descrição das modalidades

[0032] Uma modalidade da presente invenção (referida simples- mente como a "presente modalidade" a partir daqui) é descrita abaixo em detalhes com referência ao desenho quando necessário, mas a presente invenção não está limitada às modalidades a seguir. A pre- sente invenção pode ser modificada de várias maneiras sem se afastar do espírito da presente invenção. Nos desenhos, os mesmos elemen- tos são indicados pelos mesmos caracteres de referência e uma des- crição repetida dos mesmos pode ser omitida. Salvo indicação em contrário, as relações posicionais como para cima e para baixo e es- querda e direita são baseadas nas relações posicionais mostradas no desenho. Além disso, as relações dimensionais no desenho não estão limitadas às relações ilustradas.

[0033] O processo para produzir nitrila insaturada da presente mo- dalidade compreende uma etapa de reação em que um hidrocarboneto é submetido a uma reação de amoxidação catalítica em fase de vapor em um reator de leito fluidizado para produzir a nitrila insaturada cor- respondente, em que, na etapa de reação, um pó é alimentado a uma zona densa no reator de leito fluidizado usando um gás carreador, e a razão da velocidade linear LV1 do gás carreador na abertura de ali- mentação do pó ao reator de leito fluidizado para a velocidade linear

LV2 do gás na zona densa (LV1/LV2) não é inferior a 0,01 e não é su- perior a 1200.

[0034] Neste contexto, "zona densa" se refere-se ao espaço, den- tro do espaço interno do reator de leito fluidizado durante a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor, no qual a quantidade existen- te de catalisador (uma pequena quantidade de pó contendo Mo e de pó contendo W pode estar contido como mencionado mais tarde) por unidade de volume não é inferior a 100 kg / m3 e o espaço posicionado abaixo do mesmo. A zona densa é distinguida de uma "zona esparsa" posicionada em um espaço superior à mesma e em que a quantidade existente de catalisador por unidade de volume é inferior a 100 kg/m 3. A reação de amoxidação catalítica em fase de vapor ocorre principal- mente na zona densa.

[0035] Na etapa de reação na presente modalidade, o hidrocarbo- neto é submetido a uma reação de amoxidação catalítica em fase de vapor com amônia na presença de oxigênio em um reator de leito flui- dizado para produzir a nitrila insaturado correspondente. Exemplos de hidrocarbonetos, o material de partida usado para a reação de amoxi- dação catalítica em fase de vapor, incluem alcanos, como metano, etano, propano, n-butano e isobutano; e alquenos, como etileno, propi- leno, n-butileno e isobutileno. Destes, propano, isobutano, propileno e isobutileno são preferíveis, e propano e/ou propileno são mais preferí- veis, do ponto de vista de valores do composto de nitrila resultante como um material intermediário para produtos químicos.

[0036] A matéria-prima de hidrocarbonetos e amônia não precisa ser de alta pureza e um gás de grau industrial pode ser usado. Para a fonte de oxigênio de alimentação, pode-se usar ar, oxigênio puro ou ar enriquecido com oxigênio puro. Além disso, como gás diluente, hélio, néon, argônio, gás dióxido de carbono, vapor de água, nitrogênio ou semelhantes podem ser alimentados.

[0037] Quando propano ou isobutano é usado como o hidrocarbo- neto, a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor pode ser realizada nas seguintes condições.

[0038] A razão molar do oxigênio a ser alimentado para a reação para propano ou isobutano é, de preferência, 0,1 a 6, e mais preferi- velmente 0,5 a 4. A razão molar da amônia a ser alimentada para a reação para propano ou isobutano é, de preferência, 0,3 a 1,5 e mais preferivelmente 0,7 a 1,2. A temperatura da reação é, de preferência, 350°C a 500°C, e mais preferivelmente de 380°C a 470°C. A pressão de reação é de preferência 5 x 104 Pa a 5 x 105 Pa, e mais preferivel- mente 1 x 105 Pa a 3 x 105 Pa. O tempo de contato do material gasoso inicial com o catalisador é, de preferência, 0,1 a 10 (s g/cm3 ), e mais preferivelmente 0,5 a 5 (s g/cm3).

[0039] Quando propileno ou isobutileno é usado como hidrocarbo- neto, a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor pode ser realizada nas seguintes condições.

[0040] A razão molar de propileno para amônia para oxigênio a ser alimentada à reação (propileno / amônia / oxigênio) é de preferência 1,0/1,0 a 1,5/1,6 a 2,2. A temperatura da reação é, de preferência, de 380°C a 480°C. A pressão da reação é de preferência 1 x 105 Pa a 3 x 105 Pa. O tempo de contato do material gasoso inicial para o catalisa- dor é, de preferência, 2 s g/cm3 a 7 s g/cm3, e mais preferivelmente 3 s g/cm3 a 6 s g/cm3.

[0041] A Figura 1 mostra esquematicamente um exemplo do reator fornecido com um reator de leito fluidizado que pode ser usado no pro- cesso de produção de nitrila insaturada da presente modalidade. Um reator 100 é fornecido com um reator de leito fluidizado 1 para realizar a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor, uma tremonha 10 para armazenar um ou mais pós selecionados no grupo que consiste em um pó de catalisador (doravante simplesmente referido como "pó catalítico"), um pó incluindo um composto contendo Mo (molibdênio) (doravante simplesmente referido como "pó contendo Mo"), e um pó incluindo um composto contendo W (tungstênio) (doravante simples- mente referido como "pó contendo W") para ser alimentado ao reator de leito fluidizado 1 e um tubo de alimentação 11 para conectar o rea- tor de leito fluidizado 1 com a tremonha 10 e alimentar os pós acima da tremonha 10 ao reator de leito fluidizado.

[0042] Embora apenas uma tremonha 10 seja mostrada na Figura 1, várias tremonhas podem ser fornecidas para armazenar o pó catalí- tico, o pó contendo Mo e o pó contendo W separadamente. No tubo de alimentação 11, um gás carreador flui com os pós acima em direção ao reator de leito fluidizado 1 a partir da tremonha 10. Os pós acima são alimentados a uma zona densa 3b no reator de leito fluidizado 1 pelo gás carreador através do tubo de alimentação 11 a partir da aber- tura de alimentação de pó 12 formada no reator de leito fluidizado 1. A abertura de alimentação de pó 12 pode ser fornecida na parede lateral do reator 1, ou pode ser fornecida no espaço interno do reator 1, colo- cando o tubo de alimentação 11 em seu espaço interno. O gás carrea- dor não é especificamente restrito, e exemplos dos mesmos incluem gases inertes, como nitrogênio, hélio e argônio, ar e dióxido de carbo- no. Destes, gases inertes que são inertes à reação de amoxidação ca- talítica em fase de vapor são preferíveis do ponto de vista de afetar menos provavelmente a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor.

[0043] O reator de leito fluidizado 1 é instalado de modo que a di- reção de uma seta F se torne uma direção substancialmente vertical em relação à superfície do solo. O reator de leito fluidizado 1 tem um espaço interno 3 contendo o pó 2 capaz de ser fluidizado no mesmo, uma abertura de alimentação de material de partida 4 para alimentar um material gasoso inicial A contendo hidrocarboneto ao espaço inter-

no 3 e uma porta de descarga 6 para descarregar o produto de reação gasoso C do espaço interno 3 e uma abertura de alimentação de pó 12 para alimentar um ou mais pós selecionados no grupo que consiste em um pó catalítico, um pó contendo Mo e um pó contendo W alimen- tado a partir da tremonha 10 ao espaço interno. O espaço interno 3 tem, no lado inferior, a zona densa 3b onde a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor ocorre principalmente e o pó 2 está den- samente presente e tem, no lado superior, a zona esparsa 3a onde o pó 2 está esparsamente presente. Quando os pós são alimentados a partir da tremonha 10 à zona densa 3b, os pós podem entrar efetiva- mente em contato com o catalisador presente na zona densa 3b, au- mentando assim o rendimento de nitrila insaturada. A maior parte do pó 2 é pó catalítico, mas uma pequena quantidade de pó contendo Mo e de pó contendo W podem estar presentes.

[0044] O reator de leito fluidizado 1 pode ter uma placa de disper- são 5 para alimentar um gás contendo oxigênio B ao espaço interno 3 e um ciclone 7 para separar e coletar o catalisador 2 do produto da reação gasoso no espaço interno 3. O material gasoso inicial A con- tendo hidrocarboneto é alimentado ao espaço interno 3 através da abertura de alimentação de material de partida 4 por um tubo de dis- persão 8. O reator de leito fluidizado 1 pode ter uma abertura de ali- mentação de gás 9 para alimentar o gás contendo oxigênio B. O gás contendo oxigênio B introduzido no espaço interno 3 através da aber- tura de alimentação de gás 9 é disperso pela placa de dispersão 5. O material gasoso inicial A a ser alimentado a partir de várias aberturas de alimentação 4 de material de partida e o gás contendo oxigênio B a ser alimentado por dispersão pela placa de dispersão 5 são alimenta- dos em contraposição um ao outro, se intermisturando neste processo.

[0045] O pó 2 é fluidizado no espaço interno 3 com um equilíbrio entre o peso e a densidade volumétrica do pó em si, as vazões de ali-

mentação do gás de material de partida A e do gás contendo oxigênio B (vazões na direção da seta F), etc. A quantidade (distribuição) exis- tente do pó 2 por unidade de espaço diminui em direção à parte supe- rior a partir da parte inferior do espaço interno 3 (na direção da seta F).

[0046] O reator de leito fluidizado 1 possui, no espaço interno 3, o ciclone 7 para separar e coletar o pó 2 do produto gasoso da reação. O reator de leito fluidizado 1 pode, adicionalmente, ter uma serpentina de resfriamento (não mostrada) para remover principalmente o calor de reação da zona densa 3b do espaço interno 3 e, assim, controlar a temperatura de reação e um elemento (não mostrado) para controlar a velocidade superficial do gás no espaço interno 3, quando necessário. O produto gasoso da reação acompanhado do pó 2 entra no ciclone 7 através de uma entrada 7a. O pó 2 que entrou no ciclone 7 cai no es- paço interno 3 de modo a ser espiralado na seção cônica do ciclone 7. Por outro lado, o produto de reação gasoso que acompanha o pó é conduzido para a porta de descarga 6 por um tubo que se estende pa- ra cima a partir da parte superior do ciclone 7. Abaixo da porção côni- ca do ciclone 7, um tubo se estende mais para baixo no espaço interno 3 e, através deste tubo, o pó 2 é conduzido para baixo no espaço in- terno 3.

[0047] A velocidade superficial do gás no espaço interno 3 é uma velocidade linear de um fluxo de gás da parte inferior para a parte su- perior na direção vertical e varia com a área da seção transversal do espaço interno 3 (área em uma direção perpendicular à direção da se- ta F). Por exemplo, quando se supõe um espaço interno 3 cujas áreas de seção transversal não são uniformes, a velocidade superficial do gás diminui em um local com uma grande área de seção transversal e a velocidade superficial do gás aumenta em um local com uma peque- na área de seção transversal.

[0048] Pode-se usar um elemento para controlar a velocidade su-

perficial do gás em uma zona específica do espaço interno 3. Do ponto de vista de controle da velocidade superficial do gás em cada local do espaço interno 3, o elemento é instalado no espaço interno 3. A área da seção transversal por onde o gás escoa em um local onde o ele- mento de controle da velocidade superficial do gás é instalado é estrei- tada pela porção ocupada pelo elemento de controle, de forma que a velocidade superficial do gás neste local aumenta em comparação com aquela em um local onde o elemento de controle da velocidade superficial do gás não está instalado. Em vez de instalar o elemento de controle da velocidade superficial do gás, pode ser usado o reator de leito fluidizado 1 cujos diâmetros não são uniformes, de modo que a área da seção transversal do espaço interno 3 pode variar no local desejado.

[0049] Na presente modalidade, a razão da velocidade linear LV1 para a velocidade linear LV2 (LV1/LV2) na reação de amoxidação ca- talítica em fase de vapor na etapa de reação acima não é inferior a 0,01 e não é superior a 1200. Aqui, a velocidade linear LV2 é uma ve- locidade linear do gás na zona densa 3b da velocidade superficial do gás mencionada acima, a velocidade linear LV1 é uma velocidade li- near do gás carreador na abertura 12 de alimentação de pó ao reator de leito fluidizado 1. Quando LV1/LV2 não é inferior a 0,01, uma quan- tidade desejada do pó pode ser alimentada de modo homogêneo por todo o reator, da abertura de alimentação de pó 12 ao reator de leito fluidizado 1. Como um resultado disso, uma diminuição no rendimento de nitrila in- saturada pode ser suficientemente reduzida, e quando o composto de tungstênio é adicionado, o rendimento de nitrila insaturada pode ser suficientemente aumentado. Quando LV1/LV2 não é superior a 1200, evita-se a não homogeneidade do pó alimentado no reator de leito flui- dizado 1, permitindo que o pó contribua efetivamente para a reação.

Em resultado disso, uma diminuição no rendimento de nitrila insatura- da pode ser suficientemente reduzida, e quando o composto de tungs- tênio é adicionado, o rendimento de nitrila insaturada pode ser sufici- entemente aumentado. Do mesmo ponto de vista, LV1/LV2 é preferi- velmente não inferior a 0,05 e não superior a 1100, mais preferivel- mente não inferior a 0,10 e não superior a 1000, e ainda mais preferi- velmente não inferior a 0,70 e não superior a 1,7. LV1/LV2 pode ser controlado em uma faixa de valor numérico predeterminado ajustando a velocidade linear LV1 e a velocidade linear LV2, conforme mencio- nado mais tarde.

[0050] A velocidade linear LV1 do gás carreador é, de preferência, não inferior a 0,01 m/s e não superior a 330 m/s. Quando a velocidade linear LV1 não é inferior a 0,01 m/s, o volume do pó no tubo de alimen- tação 11 pode ser mais reduzido e o pó pode ser alimentado com mais precisão ao reator de leito fluidizado 1. Em resultado disso, uma dimi- nuição no rendimento de nitrila insaturada pode ser adicionalmente suficientemente reduzida, e quando o composto de tungstênio é adici- onado, o rendimento de nitrila insaturada pode ser mais suficientemen- te aumentado. Quando a velocidade linear LV1 não é superior a 330 m/s, o esmagamento dos pós na abertura de alimentação de pó 12, onde pós fluindo no tubo de alimentação 11 se misturam com o pó 2 fluidizando no tubo de alimentação 11 o reator de leito fluidizado 1 pode ser reduzido com mais eficácia. Por esta razão, os pós de tama- nho reduzido podem ser muito mais impedidos de serem descarrega- dos para fora do sistema.

[0051] Pelo mesmo ponto de vista, a velocidade linear LV1 é mais preferivelmente não inferior a 0,05 m/s e não superior a 300 m/s, e ainda preferivelmente não inferior a 0,1 m/s e não superior a 250 m/s. A velocidade linear LV1pode ser controlada em um intervalo de valor numérico predeterminado ajustando a vazão de alimentação do mate-

rial gasoso inicial A ao reator de leito fluidizado 1. A velocidade linear LV1 do gás carreador pode ser calculada a partir da seguinte fórmula.

[0052] Velocidade linear LV1 (m/s) = vazão do gás carreador (Nm3/h) / área da seção transversal de um círculo determinada pelo diâmetro do tubo de alimentação 11 (m2)/3600

[0053] A velocidade linear LV1 pode ser controlada em uma faixa de valores numéricos predeterminada controlando a vazão do gás car- reador. Quando existe uma pluralidade de tubos de alimentação 11, LV1 pode ser determinada em cada um dos tubos de alimentação 11 e controlada de modo que LV1 e LV1/LV2 estejam dentro dos intervalos preferíveis.

[0054] A velocidade linear do gás na zona densa 3b LV2 é, de pre- ferência, não inferior a 0,3 m/s e não superior a 1,0 m/s. Quando a ve- locidade linear LV2 não é inferior a 0,3 m/s, o pó do tubo de alimenta- ção 11 pode estar mais eficazmente em contato com o pó 2 fluidizando no reator de leito fluidizado 1. Em resultado disso, uma diminuição no rendimento de nitrila insaturada pode ser adicionalmente suficiente- mente reduzida, e quando o composto de tungstênio é adicionado, o rendimento de nitrila insaturada pode ser mais suficientemente aumen- tado. Quando a velocidade linear LV2 não é superior a 1,0 m/s, o es- magamento dos pós na abertura de alimentação de pó 12, onde pós fluindo no tubo de alimentação 11 se misturam ao o pó 2 fluidizando no reator de leito fluidizado 1 e no reator de leito fluidizado 1 pode ser reduzido com mais eficácia. Por esta razão, os pós de tamanho redu- zido podem ser muito mais impedidos de serem descarregados para fora do sistema.

[0055] Do mesmo ponto de vista, a velocidade linear LV2 é mais preferivelmente não inferior a 0,35 m/s e não superior a 0,90 m/s, e ainda mais preferivelmente não inferior a 0,4 m/s e não superior a 0,85 m/s. A velocidade linear LV2 do gás na zona densa 3b pode ser calcu-

lada a partir da seguinte fórmula.

[0056] Aqui, a "área de seção transversal efetiva na zona densa 3b" refere-se a uma área de seção transversal em uma direção per- pendicular à direção do gás fluindo na zona densa 3b, e quando o elemento de controle da velocidade superficial do gás e da velocidade linear LV2 está presente, a área da qual a porção referente a este elemento é excluída. A "vazão de gás R2" é determinada pela quanti- dade total de gases alimentados ao espaço interno, como o material gasoso inicial, o gás contendo oxigênio e o gás carreador.

[0057] Velocidade linear LV2 (m/s) = vazão de gás R2 (Nm3/h) / menor área dentre as áreas de seção transversal efetiva (m2) na zona densa 3b/3600

[0058] A velocidade linear LV2 pode ser controlada em uma faixa de valores numéricos predeterminada, ajustando a vazão de gás e/ou área de seção transversal efetiva.

[0059] No processo de produção de nitrila insaturada da presente modalidade, a velocidade linear LV2 do gás na zona densa 3b é uma velocidade linear de uma corrente de gás da parte inferior para a parte superior na direção vertical no zona densa 3b. Quando essa velocida- de linear LV2 é controlada de forma a estar dentro da faixa de valores numéricos acima mencionada, uma diminuição no rendimento de nitrila insaturada pode ser reduzida de forma mais eficaz e segura, e quando o composto de tungstênio é adicionado, o rendimento de nitrila insatu- rada pode ser suficientemente aumentado.

[0060] No processo de produção de nitrila insaturada da presente modalidade, 100 vezes a razão da vazão R1 (Nm3/h) do gás carreador a ser alimentado ao reator de leito fluidizado 1 para a vazão R2 (Nm3/h) do gás no espaço interno 3 (R1 / R2) é de preferência não in- ferior a 0,0005 e não superior a 50. Aqui, a "vazão R1 do gás carrea- dor" é a vazão de gás carreador (Nm3/h) fluindo no tubo de alimenta-

ção 11, e refere-se à quantidade total de vazão do gás carreador em cada um dos tubos de alimentação, no caso de haver vários tubos de alimentação 11. A "vazão de gás R2" é determinada pela quantidade total de gases alimentados ao espaço interno, como o material gasoso inicial, o gás contendo oxigênio e o gás carreador.

[0061] Quando o valor de 100 vezes a razão R1/R2 não é inferior a 0,0005, uma quantidade desejada de pó pode ser alimentada uni- formemente em todo o reator a partir da abertura de alimentação de pó 12 ao reator de leito fluidizado 1. Em resultado disso, uma diminuição no rendimento de nitrila insaturada pode ser suficientemente reduzida, e quando o composto de tungstênio é adicionado, o rendimento de ni- trila insaturada pode ser suficientemente aumentado. Quando o valor de 100 vezes a razão R1/R2 não superior a 50, o pó alimentado é mais seguramente reduzido de ser irregular no reator de leito fluidiza- do 1 permitindo que o pó contribua ainda mais efetivamente para a re- ação. Como resultado, uma diminuição no rendimento de nitrila insatu- rada pode ser suficientemente reduzida, e quando o composto de tungstênio é adicionado, o rendimento de nitrila insaturada pode ser suficientemente aumentado.

[0062] Além disso, a flutuação de temperatura no reator de leito fluidizado 1 causada pelo gás carreador e o pó alimentado ao reator de leito fluidizado 1 pode ser reduzida. Como resultado, uma diminui- ção no rendimento de nitrila insaturada causada pela flutuação da temperatura de reação pode ser seguramente reduzida.

[0063] O valor de R1 pode ser controlado adequadamente pela escala do reator e alimentador de pó, mas é, de preferência, não infe- rior a 0,05 Nm3/h e não superior a 50000 Nm3/h, e mais preferivelmen- te não inferior a 0,1 Nm3/h e não superior a 30000 Nm3/h. Quando o valor de R1 não é inferior a 0,05 Nm3/h, uma quantidade desejada do pó pode ser alimentada sem perturbar a homogeneidade no tempo de-

sejado em todo o reator. Como resultado, uma diminuição no rendi- mento de nitrila insaturada pode ser suficientemente reduzida, e quan- do o composto de tungstênio é adicionado, o rendimento de nitrila in- saturada pode ser suficientemente aumentado. Quando o valor de R1 não é superior a 50000 Nm3/h, evita-se, com maior segurança, a não homogeneidade do pó alimentado ao reator de leito fluidizado 1 permi- tindo que o pó contribua ainda mais efetivamente para a reação. Como resultado, uma diminuição no rendimento de nitrila insaturada pode ser suficientemente reduzida, e quando o composto de tungstênio é adici- onado, o rendimento de nitrila insaturada pode ser suficientemente aumentado. Além disso, a flutuação de temperatura no reator de leito fluidizado 1 causada pelo gás carreador e o pó alimentado ao reator de leito fluidizado 1 pode ser reduzida. Como resultado, uma diminui- ção no rendimento de nitrila insaturada causada pela flutuação da temperatura de reação pode ser seguramente reduzida.

[0064] A faixa de flutuação da temperatura de reação é, do ponto de vista de redução da influência na diminuição do rendimento de nitri- la insaturada, preferivelmente inferior a 20C, e mais preferivelmente inferior a 10C. A faixa de flutuação da temperatura da reação é, entre o início da carga do pó no reator de leito fluidizado 1 e a conclusão da carga, o maior valor na mudança de temperatura desde antes da car- ga. A faixa de flutuação da temperatura de reação pode ser medida utilizando um termômetro instalado na zona densa no espaço interno

3. O local de instalação do termômetro não é restrito desde que esteja na zona densa mas para obtenção de informação média, é preferível instalar vários termômetros na zona densa e definir a faixa de flutua- ção calculada a partir do valor médio da temperatura nesses locais de medição.

[0065] No processo de produção de nitrila insaturada da presente modalidade, o ângulo de alimentação (sinal de referência  na Figura

1) do gás carreador na abertura de alimentação de pó 12 é de prefe- rência não inferior a 15 e não mais do que 85 em relação a uma di- reção vertical . Quando o ângulo de alimentação  não é inferior a 15 em uma direção vertical, o pó alimentado a partir da abertura de ali- mentação de pó 12 pode ser mais eficaz e mais seguramente reduzido de estar presente de modo não homogêneo perto dessa abertura de alimentação de pó. Em resultado disso, pode-se evitar que a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor prossiga localmente ou não prossiga, aumentando ainda mais o rendimento de nitrila insaturada, enquanto faz com que seja mais fácil controlar a reação.

[0066] Quando o ângulo de alimentação  não é superior a 85 na direção vertical, o pó pode ser alimentado de forma mais eficaz e mais segura à zona densa 3b com alta densidade existente do pó e, portan- to, pós recém-adicionados a todo o pó 2 presente no reator de leito fluidizado 1 podem ser homogeneamente misturados. Em resultado disso, pode-se evitar mais suficientemente que a reação de amoxida- ção catalítica em fase de vapor prossiga localmente ou não prossiga, aumentando adicionalmente o rendimento de nitrila insaturada, e tor- nando mais fácil controlar a reação.

[0067] O catalisador de acordo com a presente modalidade esca- pa do reator de leito fluidizado 1 durante a reação de amoxidação ca- talítica e o desempenho diminui à medida que a reação prossegue. Assim, do ponto de vista da manutenção de uma quantidade catalítica constante ou maior no reator de leito fluidizado 1, enquanto se evita a diminuição do rendimento de nitrila insaturada, é preferível alimentar um pó catalítico ao reator de leito fluidizado 1 a partir da abertura de alimentação de pó 12. A taxa de alimentação do pó catalítico é, do mesmo ponto de vista acima, de preferência não inferior a 0,02 kg e não superior a 2 kg, e mais preferivelmente não inferior a 0,05 kg e não superior a 1,5 kg, por tonelada de catalisador no reator de leito fluidizado 1 por dia. Quando a taxa de alimentação do pó catalítico não é inferior ao valor limite inferior acima, são exercidos efeitos, como uma quantidade catalítica no reator pode ser mantida em uma quanti- dade constante ou maior e a diminuição do rendimento de nitrila insa- turada pode ser ainda mais limitada. Quando a taxa de alimentação do pó catalítico não é maior do que o valor limite superior acima, são exercidos efeitos como controle da quantidade catalítica no reator mantendo-a na faixa apropriada e manutenção do rendimento de nitrila insaturada de maneira mais eficaz.

[0068] A composição do catalisador não é especificamente restrita, desde que tenha uma atividade contrária à reação de amoxidação ca- talítica em fase de vapor, mas do ponto de vista de que a ação e o efeito da presente invenção sejam exercidos de forma mais eficaz e segura, um catalisador de óxido incluindo pelo menos molibdênio co- mo elemento é preferível. Mais especificamente, para a reação de amoxidação de propano ou isobutano, pode ser mencionado um cata- lisador tendo uma composição representada pela seguinte fórmula (1). MoVaNbbXcTdZeOn ... (1)

[0069] Aqui, na fórmula (1), a, b, c, d, e e n representam cada um uma razão atômica de cada átomo por átomo de Mo e estão nas faixas de 0,01a1, 0,01b1, 0,01c1, 0d <1 e 0e <1, e n é um valor que satisfaz um equilíbrio das valências.

[0070] Por átomo de Mo, a razão atômica a de V é preferivelmente não inferior a 0,1 mas inferior a 0,4, e a razão atômica b de Nb é prefe- rivelmente não inferior a 0,01 mas inferior a 0,2. A razão atômica c do componente X por átomo de Mo é preferivelmente não inferior a 0,01, mas inferior a 0,6, e é mais preferivelmente não inferior a 0,1 mas infe- rior a 0,4.

[0071] Exemplos do elemento representado por X incluem um ou mais elementos selecionados a partir de, por exemplo, Sb (antimônio)

e Te (telúrio). Exemplos de compostos contendo estes elementos in- cluem nitratos, carboxilatos, sais de amônio de ácido carboxílico, pero- xocarboxilatos, sais de amônio de ácido peroxocarboxílico, sais de amônio halogenados, halogenetos, acetilacetonatos e alcóxidos. Des- tes, materiais de partida aquosos representados por nitratos e carboxi- latos são preferivelmente usados.

[0072] No processo de produção industrial de nitrila insaturada, propriedades de suportar o uso de longo prazo à temperatura não infe- rior a 400C são geralmente necessárias, e é particularmente preferí- vel usar Sb como o elemento representado por X. Por outro lado, no processo de produção industrial de um ácido insaturado, uma reação a uma temperatura não superior a 400°C também é possível e, portanto, a influência do escape de Te na operação de longo prazo é pequena, de modo que também Te pode ser preferivelmente usado.

[0073] d que é uma razão atômica de um elemento represen- tado por T por átomo de Mo é preferivelmente não inferior a 0, mas inferior a 1, mais preferivelmente não inferior a 0,001 mas inferior a 0,1, e ainda mais preferivelmente não inferior a 0,002, mas inferior a 0,08. O elemento representado por T é, de preferência, um ou mais elementos selecionados no grupo que consiste em Ti (titânio), Zr (zir- cônio), Hf (háfnio), Ta (tântalo), Cr (cromo), W (tungstênio), Mn (man- ganês ), Re (rênio), Fe (ferro), Co (cobalto), Ni (níquel), Pd (paládio), Pt (platina), Ag (prata), Au (ouro), Zn (zinco), B (boro ), Al (alumínio), Ga (gálio), In (índio), Ge (germânio), Sn (estanho), Pb (chumbo), P (fósforo) e Bi (bismuto) e é mais preferivelmente Ti, W ou Mn.

[0074] e que é uma razão atômica de um elemento represen- tado por Z por átomo de Mo é preferivelmente não inferior a 0, mas inferior a 1, e mais preferivelmente não inferior a 0,0001, mas inferior a 0,5. Como os elementos representados por Z, são preferíveis Sr (es- trôncio), Ba (bário), Sc (escândio), Y (ítrio), La (lantânio), Ce (cério), Pr

(praseodímio) e Yb (itérbio), e com particular preferência Ce. Do ponto de vista do aumento de rendimento de nitrila insaturada na reação de amoxidação, é preferível que o catalisador óxido contenha um elemen- to representado por Z, e é mais preferível que os elementos sejam homogeneamente dispersos em uma partícula de catalisador. No en- tanto, como o elemento representado por Z é susceptível de causar uma reação não preferível na lama, como ensinado na Patente Japo- nesa disponível ao público No. 11-244702, seu teor é preferivelmente muito pequeno.

[0075] Exemplos de compostos contendo Mo, que se tornam ma- teriais de partida para Mo no catalisador, (referidos, daqui em diante, como "compostos contendo Mo", o mesmo se aplicando a outros ele- mentos) incluem trióxido de molibdênio, heptamolibdato de amônio, ácido fosfomolíbdico e ácido silicomolíbdico, e destes, heptamolibdato de amônio [(NH4)6Mo7O24.4H2O] pode ser usado com preferência.

[0076] Exemplos de compostos contendo V que se tornam materi- ais de partida para V no catalisador incluem pentóxido de vanádio, me- tavanadato de amônio e sulfato de vanadila, e destes, metavanadato de amônio [NH4VO3] pode ser preferivelmente usado.

[0077] Exemplos de compostos contendo Nb que se tornam mate- riais de partida para Nb no catalisador incluem ácido nióbico, sais de ácido inorgânico de nióbio e sais de ácido orgânico de nióbio, e des- tes, ácido nióbico pode ser preferivelmente usado.

[0078] Quando Te é usado como um elemento representado por X, ácido telúrico [H6TeO6] pode ser usado preferivelmente como um material de partida para Te no catalisador, e quando Sb é usado, óxido de antimônio, particularmente trióxido de antimônio [Sb2O3], pode ser usado preferivelmente como um material de partida para Sb no catali- sador.

[0079] Para a reação de amoxidação em fase de vapor de propile-

no ou isobutileno, por exemplo, podem ser mencionados catalisadores com as composições representadas pelas seguintes fórmulas (2) e (3). Mo12BiaFebJcDdEeLfGgOn  (2)

[0080] Aqui, na fórmula (2), J representa um ou mais elementos selecionados no grupo que consiste em Ni, Co, Mn, Zn, Mg, Ca, Sr e Ba; D representa um ou mais elementos selecionados no grupo que consiste em Cr, W, V, Nb, B, Al, Ga, In, P, Sb e Te; E representa um ou mais elementos selecionados no grupo que consiste em elementos de terras raras; L representa um ou mais elementos selecionados no grupo que consiste em Ru, Rh, Pd, Os, Ir e Pt; G representa um ou mais elementos selecionados no grupo que consiste em Na, K, Rb e Cs; a, b, c, d, e, f, g e n representam, respectivamente, razões atômi- cas de bismuto (Bi), ferro (Fe), elementos representados por J, ele- mentos representados por D, elementos representados por E, elemen- tos representados por L, elementos representados por G e oxigênio (O) para 12 átomos de molibdênio (Mo); a não é inferior a 0,05 e não é superior a 7; b não é inferior a 0,1 e não é superior a 7; c não é inferior a 0 e não é superior a 12; d não é inferior a 0 e não é superior a 5; e não é menor que 0 e não é maior que 5; f não é inferior a 0 e não é superior a 0,2; g não é inferior a 0,01 e não é superior a 5; e n é o nú- mero de átomos de oxigênio que satisfazem as valências de elemen- tos constituintes diferentes do oxigênio. Mo12(Bi1-aCea)bFecXdTeZfOg ... (3)

[0081] Aqui, na fórmula (3), X representa um ou mais elementos selecionados no grupo que consiste em Ni e Co, T representa um ou mais elementos selecionados no grupo que consiste em Mg, Ca, Zn, Sr e Ba, Z representa um ou mais elementos selecionados no grupo que consiste em K, Rb e Cs, a representa uma razão atômica relativa de Ce para o total de Bi e Ce e não é inferior a 0,2 e nem superior a 0,8, b representa a razão atômica total de Bi e Ce para 12 átomos de molibdênio (Mo) e não é menos que 0,5 e não mais que 1,5, c repre- senta uma razão atômica de Fe para 12 átomos de Mo e não é inferior a 0,1 e nem superior a 3, d representa uma razão atômica de X para 12 átomos de Mo e não é inferior a 0,1 e nem superior a 9,5, e repre- senta uma razão atômica de T para 12 átomos de Mo e não é inferior a 0 e nem superior a 9,5, f representa uma razão atômica de Z para 12 átomos de Mo e não é inferior a 0,01 e nem superior a 2, e g represen- ta uma razão atômica de oxigênio para 12 átomos de Mo e o número de átomos de oxigênio necessários para satisfazer as valências de ou- tros elementos presentes.

[0082] Para sais ou compostos contendo esses elementos, sais de amônio, nitratos, carboxilatos, sais de amônio de ácido carboxílico, pe- roxocarboxilatos, sais de amônio de ácido peroxocarboxílico, sais de amônio halogenados, halogenetos, acetilacetonatos e alcóxidos po- dem ser tipicamente usados, e materiais de partida aquosos, como nitratos e carboxilatos são preferíveis.

[0083] Exemplos dos compostos contendo Mo, que se tornam ma- teriais de partida para Mo no catalisador, incluem trióxido de molibdê- nio, heptamolibdato de amônio, ácido fosfomolíbdico e ácido silicomo- líbdico, e destes, heptamolibdato de amônio [(NH4)6Mo7O24.4H2O] po- de ser preferivelmente usado.

[0084] O catalisador na presente modalidade pode ser um catali- sador contendo sílica, mais especificamente, um catalisador suportado em sílica. Quando o catalisador é um catalisador de óxido, o teor de sílica contido no catalisador suportado em sílica, de preferência o teor da sílica suporte, é, preferivelmente, do ponto de vista de aumento da força do catalisador, não inferior a 20% em massa em termos de SiO2 para a massa total do catalisador suportado em sílica contendo óxido e sílica. Além disso, o seu teor é, preferivelmente, do ponto de vista de conferir uma atividade suficiente, não superior a 70% em massa em termos de SiO2 para a massa total do catalisador suportado em sílica contendo óxido e sílica. O seu teor é, mais preferivelmente, não inferi- or a 40% em massa e não superior a 65% em massa em termos de SiO2 para a massa total do catalisador suportado em sílica contendo óxido e sílica.

[0085] Quando o catalisador de óxido é suportado em sílica, sílica sol, sílica em pó ou semelhante pode ser adicionado como material de partida para a sílica. A sílica em pó é preferivelmente produzida por um método pirogênico, e dispersando a sílica em pó em água com an- tecedência e usando a dispersão resultante, a adição à lama e a mis- tura tornam-se fáceis. O método de dispersão não é especificamente restrito e a dispersão da sílica em pó pode ser realizada usando um homogeneizador geral, um homomixer, um vibrador ultrassônico, etc., isoladamente ou em combinação.

[0086] O molibdênio no catalisador de acordo com a presente mo- dalidade escapa do reator durante a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor, de modo que o teor de molibdênio no catalisador de óxido, a menos que seja feito algo em particular, tende a diminuir. As- sim, é preferível alimentar um pó contendo Mo ao reator de leito fluidi- zado 1 a partir da abertura de alimentação de pó 12 de modo que uma diminuição no teor de molibdênio no catalisador presente no reator de leito fluidizado 1 possa ser reduzida.

[0087] A taxa de alimentação do pó contendo Mo para o reator de leito fluidizado 1 não é especificamente restrita, mas de preferência não é inferior a 0,02 kg e não superior a 2 kg, e mais preferivelmente não inferior a 0,05 kg e não superior a 1 kg, por tonelada do catalisa- dor no reator de leito fluidizado 1 por dia. Quando o composto conten- do Mo em quantidade dentro da faixa acima é alimentado, uma quanti- dade de molibdênio equivalente à quantidade de escape do catalisador é alimentada ao reator e, assim, a quantidade de molibdênio no catali-

sador é mantida, tornando mais fácil evitar a redução de rendimento. Quando a taxa de alimentação não é superior ao valor limite superior, a amônia do gás de reação queima devido aos compostos extras de molibdênio e seus produtos decompostos, suprimindo mais eficaz e mais seguramente o desperdício de consumo de amônia. Temperatu- ras de reação instáveis causadas por aumentos de temperatura no re- ator de leito fluidizado 1 também podem ser facilmente reduzidas.

[0088] O composto contendo Mo no pó contendo Mo a ser alimen- tado ao reator de leito fluidizado 1 pode ser um composto geral e exemplos incluem heptamolibdato de amônio ((NH4)6Mo7O24.4H2O), trióxido de molibdênio (MoO3), ácido fosfomolíbdico (H3PMo12O40), áci- do silicomolíbdico (H4SiMo12O40) e cloreto de molibdênio (V) (MoCl5). Destes, heptamolibdato de amônio ((NH4)6Mo7O24.4H2O) é preferível. Heptamolibdato de amônio se decompõe facilmente após adicionado e, portanto, é mais facilmente levado para o catalisador e tem pequena influência negativa no catalisador por contraíons de molibdênio no composto contendo Mo ou semelhantes. Com base nisso, quando o heptamolibdato de amônio é usado, o efeito na manutenção do rendi- mento da nitrila insaturada tende a ser muito mais facilmente obtido.

[0089] O catalisador de acordo com a presente modalidade tem uma atividade catalítica em si. No entanto, quando o composto con- tendo W é colocado em contato com o catalisador durante a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor usando o reator de leito fluidi- zado 1, a seletividade da nitrila insaturada pode ser aumentada. Por exemplo, a seletividade de nitrila insaturada pode ser insuficiente na condição em que um gás de material de partida é alimentado ao reator de leito fluidizado 1 contendo o catalisador e a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor é deixada prosseguir. Mesmo nesse caso, a seletividade pode ser melhorada em relação à condição inicial, ali- mentando o pó contendo W enquanto a reação prossegue.

[0090] No processo de produção da presente modalidade, a quan- tidade do composto contendo W a ser alimentado quando o pó con- tendo W é alimentado ao reator de leito fluidizado 1 é de preferência de tal que a razão molar de tungstênio contido no composto contendo W para molibdênio contido no catalisador (razão W/Mo) não é inferior a 0,0001 e não superior a 0,1 no reator de leito fluidizado 1. Quando a razão W/Mo não é inferior a 0,0001 no reator de leito fluidizado 1, a frequência de contato entre o catalisador e o composto contendo W aumenta e metais como o molibdênio do catalisador e o tungstênio podem ser trocados com maior eficiência.

[0091] Por outro lado, quando a razão W/Mo não é superior a 0,1, a queima de amônia excessiva é limitada de forma mais eficaz e pode- se limitar adicionalmente a redução do rendimento de nitrila insatura- da. Depois de alimentar o composto contendo W, é preferível que a razão molar de Wc, que é a diferença entre a quantidade de tungstênio contido no catalisador após a alimentação do composto contendo W e a quantidade de tungstênio contido no catalisador antes dessa alimen- tação ao reator de leito fluidizado 1, para a quantidade de molibdênio contido no catalisador (razão Wc/Mo) não seja inferior a 0,0001 e nem superior a 0,1.

[0092] Como mencionado acima, tungstênio pode estar presente como elemento constitutivo do catalisador. Mesmo nesse caso, a sele- tividade da nitrila insaturada pode ser aumentada alimentando o pó contendo W ao reator de leito fluidizado 1. Os presentes inventores presumem que a razão para isso é que o composto contendo W a ser alimentado ao reator de leito fluidizado 1 está envolvido com reforma próximo à superfície do catalisador e provê uma ação diferente da do componente de tungstênio que entrou nos cristais do catalisador. No entanto, os fatores não se limitam a isso.

[0093] Mais especificamente, assume-se que quando o composto contendo W é alimentado ao reator de leito fluidizado 1, o catalisador e o composto de tungstênio entram em contato e o composto contendo W se espalha particularmente na superfície do catalisador pela reação de fase sólida , causando assim a reação de troca com elementos me- tálicos, como Mo. Os presentes inventores consideram que esta rea- ção de troca contribui para a melhoria da seletividade da nitrila insatu- rada.

[0094] O método para se obter a razão W/Mo acima dentro da fai- xa de valores numéricos predeterminados não é especificamente res- trito, mas é preferível alimentar o pó contendo W e/ou o pó contendo Mo ao reator de leito fluidizado 1 adequadamente a partir da tremonha 10 através do tubo de alimentação de pó 11 como mencionado acima. A frequência de alimentação e a quantidade a ser fornecida em uma alimentação podem ser adequadamente determinadas, desde que a razão W/Mo se mantenha não inferior a 0,0001 e não superior a 0,1.

[0095] O diâmetro de partícula do pó a ser alimentado ao reator de leito fluidizado 1 não é especificamente restrito, mas, por exemplo, não é inferior a 1 µm e não é superior a 500 m em termos de diâmetro médio de partícula. A densidade de volume do pó não é especifica- mente restrita, mas, por exemplo, não é inferior a 0,1 g/cm3 e não su- perior a 10,0 g/cm3 a 25C.

[0096] A dimensão do reator de leito fluidizado usado para o pro- cesso de produção de nitrila insaturada da presente modalidade não é especificamente restrita e, por exemplo, um reator tendo um diâmetro interno não inferior a 0,5 m e não superior a 20 m na seção corres- pondente à zona densa pode ser usado. No processo de produção de nitrila insaturada da presente modalidade, quando um grande reator de leito fluidizado em escala industrial é especificamente usado, a ação e o efeito da presente invenção podem ser obtidos de forma mais eficaz e segura. Ou seja, a não homogeneidade do pó e o acúmulo de pó no tubo de alimentação são passíveis de ocorrer em um grande reator de leito fluidizado em escala industrial em comparação com um pequeno reator de leito fluidizado (por exemplo, uma planta piloto e um reator em escala de laboratório). No entanto, no processo de produção de nitrila insaturada da presente modalidade, a irregularidade do pó pode ser reduzida de forma mais eficaz, mesmo em um reator de leito fluidi- zado tão grande e o acúmulo de pó no tubo de alimentação pode ser reduzido de forma mais eficaz. Como resultado, uma redução no ren- dimento de nitrila insaturada pode ser suficientemente reduzido e, quando o composto de tungstênio é alimentado, a seletividade da nitri- la insaturada e até mesmo o rendimento de nitrila insaturada podem ser suficientemente aumentados. A dimensão desse grande reator de leito fluidizado fica na faixa de, por exemplo, um diâmetro interno do reator não inferior a 3 m e não superior a 20 m.

[0097] Exemplo 1

[0098] A presente invenção será descrita com maiores detalhes abaixo com referência aos Exemplos, mas a presente invenção não está limitada a estes Exemplos.

[0099] (Exemplo 1)

[00100] Foi preparado um primeiro reator com a mesma estrutura mostrada na Figura 1, exceto pelo fato que a abertura de alimentação de pó 12 está posicionada entre a placa de dispersão 5 e o tubo de dispersão 8. O reator de leito fluidizado 1 tinha a forma de um cilindro vertical com um diâmetro interno de 0,6 m e um comprimento de 15 m. A tremonha 10 e o reator de leito fluidizado 1 eram conectados através do tubo de alimentação de pó 11 de tal forma que o centro da abertura de alimentação de pó 12 (uma área de seção transversal do círculo determinada a partir do diâmetro do tubo de alimentação 11: 0,0006 m2) foi posicionado a uma altura de 0,14 m da extremidade inferior do espaço interno 3 (a placa de dispersão 5). O espaço entre o tubo de dispersão 8 e a placa de dispersão 5 era de 0,26 m e o ângulo de ali- mentação  do gás carreador na abertura de alimentação de pó 12 era de 45.

[00101] O reator de leito fluidizado 1 foi preenchido com 580 kg de um catalisador (Mo1.0V0.214Sb0.220Nb0.105W0.030Ce0.005On/50,0% em peso -SiO2) descrito no Exemplo 1 da Patente Japonesa No. 5779192. Pro- pano e amônia como materiais de partida da reação foram alimenta- dos a partir da abertura de alimentação de material de partida 4 e o ar foi alimentado a partir da placa de dispersão 5 através da abertura de alimentação de gás 9 de tal forma que a razão molar propano: amônia: ar se tornou 1:1:15 a uma temperatura de reação de 445°C e uma pressão de reação normal para iniciar a reação de amoxidação catalí- tica em fase de vapor. Um pó de WO3 (diâmetro médio de partícula: 45 m, densidade de volume: 2,0 g/cm3) foi mantido na tremonha 10 co- mo o pó contendo W. Quando o desempenho catalítico foi estabilizado após o início da reação de amoxidação catalítica em fase de vapor, 0,4 kg do pó de WO3 foram alimentados ao reator de leito fluidizado 1 com nitrogênio, um gás carreador, a partir da abertura de alimentação de pó 12 através do tubo de alimentação 11. Neste tempo, a vazão de nitrogênio foi controlada de forma que a velocidade linear LV1 ficasse como mostrado na Tabela 1. A velocidade linear LV2 passou a ser a quantidade apresentada na Tabela 1, quando as quantidades de ar, propano e amônia foram controladas. Neste momento, a menor área das áreas de seção transversal efetiva na zona densa do reator de lei- to fluidizado 1 era de 0,25 m2. A vazão R1 de nitrogênio, o gás carrea- dor, no tubo de alimentação 11 era de 11 m3/h, e a vazão R2 do gás no espaço interno 3 era de 450 m3/h. Depois disso, cada 0,4 kg do pó de WO3 a cada 5 dias, num total de 6 vezes em 25 dias, foi alimentado ao reator de leito fluidizado 1 enquanto a reação de amoxidação catalí- tica em fase de vapor continuava. Uma zona densa foi determinada a partir da pressão diferencial e da altura dos locais de medição de pressões diferenciais no reator de leito fluidizado 1 usando a fórmula a seguir e a extremidade superior da zona densa foi encontrada na posi- ção de 7 m da extremidade inferior do espaço interno 3 (a placa de dispersão 5).

[00102] (Quantidade existente de catalisador por unidade de volu- me entre a altura h1 e a altura h2 (maior que a altura h1) = (pressão diferencial entre h2 e h1)/(distância entre h2 e h1)

[00103] Aqui, a altura h1 é a altura da placa de dispersão 5.

[00104] Na Tabela 1, a altura da extremidade inferior do espaço in- terno 3 (a placa de dispersão 5) é mostrada como "Extremidade supe- rior da zona densa".

[00105] Em primeiro lugar, o catalisador imediatamente antes do pó ser alimentado e o catalisador 30 dias após o início da reação foram coletados para determinar as respectivas composições por análise de raios x fluorescentes. A quantidade total dos pós alimentados ao reator de leito fluidizado 1 por 30 dias foi definida como "quantidade teórica aumentada", e a porcentagem da razão da "quantidade aumentada real", representada pela fórmula a seguir, para a quantidade aumenta- da teórica (kg) (quantidade real aumentada/quantidade aumentada teórica) foi derivada como eficiência de utilização. Uma eficiência alta de utilização, significa que o pó foi alimentado ao reator de leito fluidi- zado 1 conforme desejado. A "quantidade de WO3" na fórmula abaixo significa a quantidade obtida pela conversão da quantidade de W de- terminada a partir da análise de raios x fluorescentes em WO3. Os re- sultados são mostrados na Tabela 1

[00106] Quantidade real aumentada (kg) = (quantidade de WO3 contida no catalisador após 30 dias se passaram desde o início da re- ação (% em massa) - quantidade de WO3 contida no catalisador ime- diatamente antes do pó ser alimentado pela primeira vez (% em mas-

sa)) x quantidade de catalisador no reator de leito fluidizado 1 (kg).

[00107] Um rendimento de acrilonitrila imediatamente após o início da reação de amoxidação catalítica em fase de vapor e um rendimento de acrilonitrila 30 dias após o início da reação foram derivados. O grau de aumento no rendimento de acrilonitrila 30 dias após o início da rea- ção foi investigado com base no rendimento de acrilonitrila imediata- mente após o início e avaliado como uma "faixa de melhoria de rendi- mento". Quanto maior for a faixa de melhoria de rendimento, significa que a atividade catalítica foi melhorada. Além disso, a faixa de flutua- ção de temperatura no reator de leito fluidizado 1 quando o pó foi ali- mentado foi registrada como o valor médio dos valores indicados nos termômetros em 4 locais, instalados 50 mm acima da placa de disper- são na zona densa do espaço interno do reator 3. Os resultados são mostrados na Tabela 1.

[00108] (Exemplos 2 a 6, 8 a 10, e Exemplos Comparativos 1 e 2)

[00109] Eficiência de utilização, faixa de melhoria de rendimento e faixa de flutuação de temperatura foram avaliadas da mesma maneira que no Exemplo 1, exceto pelo fato que as velocidades lineares LV1 e LV2 foram alteradas de forma a serem os valores numéricos mostra- dos na Tabela 1. Os resultados são mostrados na Tabela 1.

[00110] (Exemplo 7)

[00111] Eficiência de utilização, faixa de melhoria de rendimento e faixa de flutuação de temperatura foram avaliadas da mesma maneira que no Exemplo 1, exceto pelo fato que a velocidade linear LV2 foi al- terada de forma a ter o valor numérico mostrado na Tabela 1, pela ins- talação de um elemento na zona densa do reator de leito fluidizado 1 de forma que a menor área das áreas de seção transversal efetivas foi de 0,22 m2.

[00112] (Exemplos 11 a 18 e Exemplos Comparativos 3 e 4)

[00113] Eficiência de utilização e faixa de melhoria de rendimento foram avaliadas da mesma maneira que no Exemplo 1, exceto pelo fato que o pó mantido na tremonha 10 e alimentado ao reator de leito fluidizado 1 foi alterado de pó WO3 para pó heptamolibdato de amônio (AHM) e as velocidades lineares LV1 e LV2 e a taxa de alimentação de pó foram alteradas como mostrado na Tabela 1. A "quantidade au- mentada real" determinada como abaixo foi usada, e a "quantidade AHM" na fórmula abaixo significa uma quantidade obtida pela conver- são da quantidade de Mo determinada pela análise de raios X fluores- centes em AHM.

[00114] Quantidade real aumentada (kg) = (quantidade AHM conti- da no catalisador após 30 dias se passarem desde o início da reação (% em massa) - quantidade AHM contida no catalisador imediatamen- te antes do pó ser alimentado pela primeira vez (% em massa)) x quantidade de catalisador no reator de leito fluidizado 1 (kg)

[00115] (Exemplos 19 a 26 e Exemplos Comparativos 5 e 6)

[00116] Faixa de melhoria de rendimento e faixa de flutuação de temperatura foram avaliadas da mesma maneira que no Exemplo 1, exceto pelo fato que o pó mantido na tremonha 10 e alimentado ao reator de leito fluidizado 1 foi alterado de pó WO3 para o pó catalítico e as velocidades lineares LV1 e LV2 e a taxa de alimentação de pó fo- ram alteradas conforme mostrado na Tabela 1. Os resultados são mostrados na Tabela 1

[00117] (Exemplo 27)

[00118] Foi preparado um segundo reator com a mesma estrutura mostrada na Figura 1. O reator de leito fluidizado 1 tinha a forma de um cilindro vertical com um diâmetro interno de 8 m e um comprimento de 20 m. A tremonha 10 e o reator de leito fluidizado 1 foram conecta- dos através do tubo de alimentação de pó 11 de tal forma que o centro da abertura de alimentação de pó 12 (uma área de seção transversal do círculo determinada a partir do diâmetro do tubo de alimentação 11: 0,019 m2) foi posicionado na altura de 0,40 m a partir da extremidade inferior do espaço interno 3 (a placa de dispersão 5). O espaço entre o tubo de dispersão 8 e a placa de dispersão 5 era de 0,39 m e o ângulo de alimentação  do gás carreador na abertura de alimentação de pó 12 era de 45.

[00119] O reator de leito fluidizado 1 foi preenchido com 100 tone- ladas de um catalisador descrito no Exemplo 1 da Patente Japonesa No. 5779192. Propano e amônia que eram materiais de partida da re- ação foram alimentados a partir da abertura de alimentação de materi- al de partida 4 e ar foi alimentado a partir da placa de dispersão 5 através da abertura de alimentação de gás 9 de tal forma que a razão molar propano: amônia: ar se tornou 1: 1: 15 a uma temperatura de reação de 445C e uma pressão de reação comum para iniciar a rea- ção de amoxidação catalítica em fase de vapor. Um pó de WO3 (diâ- metro médio de partícula: 45 m, densidade volumétrica: 2,0 g/cm3) foi mantido na tremonha 10 como o pó contendo W. Quando o desempe- nho catalítico foi estabilizado após o início da reação de amoxidação catalítica em fase de vapor, 250 kg do pó de WO3 foram alimentados ao reator de leito fluidizado 1 com nitrogênio, um gás carreador, a par- tir da abertura de alimentação de pó 12 através do tubo de alimenta- ção 11. Neste tempo, a vazão de nitrogênio foi controlada de forma que a velocidade linear LV1 ficasse como mostrado na Tabela 1. A ve- locidade linear LV2 passou a ser a quantidade apresentada na Tabela 1, quando as quantidades de ar, propano e amônia foram controladas. Neste momento, a menor área das áreas de seção transversal efetiva na zona densa do reator de leito fluidizado 1 era de 67,3 m2. A vazão R1 de nitrogênio, o gás carreador, no tubo de alimentação 11 era de 800 m3/h, e a vazão R2 do gás no espaço interno 3 era de 120000 m3/h. Depois disso, cada 250 kg do pó de WO3 a cada 5 dias, num to-

tal de 6 vezes em 25 dias, foi alimentado ao reator de leito fluidizado 1 enquanto a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor conti- nuava. Uma zona densa foi determinada a partir da pressão diferencial e da altura dos locais de medição de pressões diferenciais no reator de leito fluidizado 1 da mesma maneira que no Exemplo 1 e uma ex- tremidade superior da zona densa foi encontrada na posição de 13 m a partir da extremidade inferior do espaço interno 3 (a placa de disper- são 5). Na Tabela 1, a altura a partir da extremidade inferior do espaço interno 3 (a placa de dispersão) é mostrada como "Extremidade supe- rior da zona densa". A faixa de flutuação da temperatura foi registrada como o valor médio dos valores indicados dos termômetros em 4 lo- cais instalados 800 mm acima da placa de dispersão.

[00120] (Exemplos 28 a 32 e Exemplos Comparativos 7 e 8)

[00121] Eficiência de utilização, faixa de melhoria de rendimento e faixa de flutuação de temperatura foram avaliadas da mesma maneira que no Exemplo 1, exceto pelo fato que o pó mantido na tremonha 10 e alimentado ao reator de leito fluidizado 1 foi alterado de pó WO3 para pó heptamolibdato de amônio (AHM) e as velocidades lineares LV1 e LV2 e a taxa de alimentação de pó foram alteradas como mostrado na Tabela 1. Os resultados são mostrados na Tabela 1.

[00122] (Exemplos 33 e 34)

[00123] Eficiência de utilização, faixa de melhoria de rendimento e faixa de flutuação de temperatura foram avaliadas da mesma maneira que no Exemplo 15, exceto pelo fato que o ângulo de alimentação  foi alterado para os valores mostrados na Tabela 1. Os resultados são mostrados na Tabela 1

[00124] [Tabela 1] LV1 LV2 R1 R2 LV1/LV2 (m/s) (m/s) (m3/h) (m3/h) Exemplo 1 0,6 0,7 0,86 11 450 Exemplo 2 0,4 0,8 0,50 11 514 Exemplo 3 0,85 0,45 1,89 11 289 Exemplo 4 0,6 1,2 0,50 11 771

Exemplo 5 5 0,7 7,14 20 450 Exemplo 6 5 0,8 6,25 20 500 Exemplo 7 5 0,8 6,25 20 450 Exemplo 8 85 0,45 188,89 230 450 Exemplo 9 1 0,45 2,22 12,9 289 Exemplo 10 0,2 0,8 0,25 5,5 514 Exemplo comparativo 1 338 0,264 1280,30 400 150 Exemplo comparativo 2 0,008 1 0,008 0,15 570 Exemplo 11 0,6 0,7 0,86 11 450 Exemplo 12 0,4 0,8 0,50 11 514 Exemplo 13 0,85 0,45 1,89 11 289 Exemplo 14 0,6 1,2 0,50 11 771 Exemplo 15 5 0,7 7,14 20 450 Exemplo 16 85 0,45 188,89 230 450 Exemplo 17 1 0,45 2,22 12,9 289 Exemplo 18 0,2 0,8 0,25 5,5 514 Exemplo comparativo 3 338 0,264 1280,30 400 150 Exemplo comparativo 4 0,008 1 0,008 0,15 570 Exemplo 19 0,6 0,7 0,86 11 450 Exemplo 20 0,4 0,8 0,50 11 514 Exemplo 21 0,85 0,45 1,89 11 289 Exemplo 22 0,6 1,2 0,50 11 771 Exemplo 23 5 0,7 7,14 20 450 Exemplo 24 85 0,45 188,89 230 450 Exemplo 25 1 0,45 2,22 12,9 289 Exemplo 26 0,2 0,8 0,25 5,5 514 Exemplo comparativo 5 338 0,264 1280,30 400 150 Exemplo comparativo 6 0,008 1 0,008 0,15 570 Exemplo 27 63 0,8 78,75 800 120000 Exemplo 28 0,6 0,8 0,75 11 514 Exemplo 29 63 0,8 78,75 800 120000 Exemplo 30 320 0,35 914,29 1000 60000 Exemplo 31 320 0,3 1066,67 31000 60000 Exemplo 32 0,2 0,8 0,25 5,5 514 Exemplo comparativo 7 335 0,26 1288,46 1050 5000 Exemplo comparativo 8 0,0094 1 0,009 0,15 150000 Exemplo 33 5 0,7 7,14 11 450 Exemplo 34 5 0,7 7,14 11 450

[00125] [Tabela 1]-continuação Taxa de alimentação de R1/R2 Extremidade superior Ângulo de Tipo de pó pó(frequência de alimentação 100 da zona densa (m) alimentação  () de pó) Exemplo 1 2,4 7 45 Exemplo 2 2,1 7 45 Exemplo 3 3,8 7 45 Exemplo 4 1,4 7 45 Exemplo 5 4,4 7 45 Exemplo 6 4,0 7 45 0,4 kg a cada 5 dias WO3 Exemplo 7 4,4 7 45 (6 vezes em 25 dias) Exemplo 8 51,1 7 45 Exemplo 9 4,5 7 45 Exemplo 10 1,1 7 45 Exemplo comparativo 1 266,7 7 45 Exemplo comparativo 2 0,026 7 45

Exemplo 11 2,4 7 45 Exemplo 12 2,1 7 45 Exemplo 13 3,8 7 45 Exemplo 14 1,4 7 45 Exemplo 15 4,4 7 45 2 kg a cada 5 dias (6 vezes em

AHM Exemplo 16 51,1 7 45 25 dias) Exemplo 17 4,5 7 45 Exemplo 18 1,1 7 45 Exemplo comparativo 3 266,7 7 45 Exemplo comparativo 4 0,026 7 45 Exemplo 19 2,4 7 45 Exemplo 20 2,1 7 45 Exemplo 21 3,8 7 45 Exemplo 22 1,4 7 45 Exemplo 23 4,4 7 45 2 kg a cada 5 dias Catalisador Exemplo 24 51,1 7 45 (6 vezes em 25 dias) Exemplo 25 4,5 7 45 Exemplo 26 1,1 7 45 Exemplo comparativo 5 266,7 7 45 Exemplo comparativo 6 0,026 7 45 100 kg a cada 5 dias Exemplo 27 0,7 13 45 WO3 (6 vezes em 25 dias) Exemplo 28 2,1 13 45 Exemplo 29 0,7 13 45 Exemplo 30 1,7 13 45 400 kg a cada 5 dias Exemplo 31 51,7 13 45 AHM (6 vezes em 25 dias Exemplo 32 1,1 13 45 Exemplo comparativo 7 21,0 13 45 Exemplo comparativo 8 0,00010 13 45 Exemplo 33 2,4 7 88 2 kg a cada 5 dias (6 vezes em

AHM Exemplo 34 2,4 7 13 25 dias)

[00126] [Tabela 1]-continuação Faixa de melhoria de rendimento Faixa de flutuação da temperatura do Eficiência de utilização (%) (%) reator (C) Exemplo 1 48 0,9 0 Exemplo 2 46 0,8 0 Exemplo 3 49 1,1 0 Exemplo 4 43 0,8 0 Exemplo 5 56 1,8 -0,5 Exemplo 6 58 1,9 -0,4 Exemplo 7 58 1,9 -0,4 Exemplo 8 50 1,3 -9 Exemplo 9 50 1,2 0 Exemplo 10 35 0,5 0 Exemplo comparativo 1 7 0,1 -16 Exemplo comparativo 2 7 0,1 0 Exemplo 11 32 0 0 Exemplo 12 30 -0,08 0 Exemplo 13 35 0 0 Exemplo 14 28 -0,07 0 Exemplo 15 40 0,1 -0,5 Exemplo 16 37 -0,08 -9 Exemplo 17 36 0 0 Exemplo 18 15 -0,2 0 Exemplo comparativo 3 5 -0,4 -16 Exemplo comparativo 4 4 -0,5 0 Exemplo 19 - 0 0 Exemplo 20 - -0,1 0 Exemplo 21 - 0 0 Exemplo 22 - -0,1 0 Exemplo 23 - 0,2 -0,5 Exemplo 24 - 0 -9

Exemplo 25 - 0,1 0 Exemplo 26 - -0,2 0 Exemplo comparativo 5 - -0,4 -16 Exemplo comparativo 6 - -0,4 0 Exemplo 27 60 2,0 -0,1 Exemplo 28 37 -0,07 0 Exemplo 29 38 0 -0,2 Exemplo 30 35 -0,07 -5 Exemplo 31 27 -0,1 -10 Exemplo 32 10 -0,3 0 Exemplo comparativo 7 5 -0,4 -10 Exemplo comparativo 8 4 -0,5 0 Exemplo 33 26 -0,07 0 Exemplo 34 25 -0,08 0

[00127] Aplicabilidade Industrial

[00128] De acordo com a presente invenção, o processo para pro- duzir nitrila insaturada capaz de suprimir suficientemente uma diminui- ção no rendimento de nitrila insaturada e o processo para produzir ni- trila insaturada capaz de aumentar suficientemente o rendimento de nitrila insaturada pela adição de um composto de tungstênio pode ser fornecido. Assim, a presente invenção tem aplicabilidade industrial no campo onde tais efeitos são esperados.

[00129] Lista de Sinais de Referência

[00130] 1: reator de leito fluidizado, 2: pó, 3: espaço interno, 3a: zo- na esparsa, 3b: zona densa, 4: abertura de alimentação do material de partida, 5: placa de dispersão, 6: porta de descarga, 7: ciclone, 7a: en- trada, 8: tubo de dispersão, 9: abertura de alimentação de gás, 10: tremonha, 11: tubo de alimentação, 12: abertura de alimentação de pó, 100: reator, A: material gasoso inicial, B: gás contendo oxigênio, C: produto de reação gasoso.

Claims

REIVINDICAÇÕES

1. Processo para produção de nitrila insaturada caracteri- zado pelo fato de que compreende uma etapa de reação de submeter hidrocarboneto a uma reação de amoxidação catalítica em fase de va- por em um reator de leito fluidizado para produzir a nitrila insaturada correspondente, em que, na etapa de reação, um pó é alimentado a uma zona densa no reator de leito fluidizado usando um gás carrea- dor, e a razão da velocidade linear LV1 do gás carreador em uma abertura de alimentação do pó ao reator de leito fluidizado para a velocidade linear LV2 do gás na zona densa (LV1/LV2) não é inferior a 0,01 e não é superior a 1200.

2. Processo de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato que 100 vezes a razão da vazão R1 do gás carreador a ser alimentado ao reator de leito fluidizado para a vazão R2 do gás no rea- tor de leito fluidizado (R1/R2) não é inferior a 0,0005 e não é superior a

50.

3. Processo de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracte- rizado pelo fato que a velocidade linear LV1 do gás carreador não é inferior a 0,01 m/s e nem superior a 330 m/s, e a velocidade linear LV2 do gás na zona densa não é inferior a 0,3 m/s e nem superior a 1,0 m/s.

4. Processo de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 3, caracterizado pelo fato que o gás carreador é um gás iner- te.

5. Processo de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 4, caracterizado pelo fato que o pó inclui um ou mais pós se- lecionados no grupo que consiste em um pó catalítico usado para a reação de amoxidação catalítica em fase de vapor, um pó contendo um composto de Mo para reabastecer o catalisador com átomos de Mo, e um pó contendo um composto W para adicionar átomos de W ao catalisador.

6. Processo de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 5, caracterizado pelo fato que a abertura de alimentação é formada em uma parede lateral do reator de leito fluidizado com um ângulo de alimentação do gás carreador na abertura de alimentação não inferior a 15 e não superior a 85 na direção vertical.

7. Processo de acordo com qualquer uma das reivindica- ções 1 a 6, caracterizado pelo fato que a velocidade linear LV2 do gás na zona densa é uma velocidade linear de uma corrente de gás da parte inferior para a parte superior na direção vertical.