BRPI0412503B1

BRPI0412503B1 - processo de separação térmica para a remoção de pelo menos uma corrente contendo monômeros (met) acrílicos enriquecidos

Info

Publication number: BRPI0412503B1
Application number: BRPI0412503-7A
Authority: BR
Inventors: Bernd Eck; Ulrich Hammon; Klaus Joachim Müller-engel; Jürgen Schröder; Joachim Thiel; Hans Martan
Original assignee: Basf Se
Priority date: 2003-07-11
Filing date: 2004-07-09
Publication date: 2020-11-03
Also published as: EP1646603A1; BRPI0412503A; US20050006219A1; CN1823032A; EP1646603B1; US20050090628A1; WO2005007610A1; JP5156232B2; JP2009504565A; WO2005007609A1; DE502004010115D1; KR101096420B1; US7393436B2; MY140734A; ATE443694T1; CN100469752C; ZA200601208B; KR20060056936A

Abstract

"PROCESSO DE SEPARAÇÃO TÉRMICA PARA A REMOÇÃO DE PELO MENOS UMA CORRENTE CONTENDO MONÔMEROS (MET)ACRÍLICOS ENRIQUECIDOS" A invenção diz respeito a um método para a separação de um fluxo de massa contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos de uma mistura contendo monômeros (met)acrílicos, em que as fases líquidas com temperatura alta e teor de monômero (met)acrílico alto retidas na área de separação são minimizadas.

Description

A presente invenção diz respeito a um processo de separação térmica para a remoção de pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos de uma mistura contendo monômeros (met)acrílicos, que compreendem a operação de estado fixo contínuo de pelo menos um aparelho de separação térmica que compreende pelo menos um espaço de separação com ou sem elementos internos de separação, em que pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos é conduzida e que pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos é conduzida, com a condição de que - a corrente que é conduzida toda no espaço de separação e é obtida em um sentido teórico pela adição de correntes individuais conduzidas no espaço de separação contêm X % em peso de outros constituintes que não monômeros (met)acrílicos, - a corrente que é conduzida fora do espaço de separação com a proporção mais alta em peso de monômeros (met)acrílicos contém Y % em peso de outros constituintes que não monômeros (met)acrílicos, - a razão X: Y é ≥5, - o espaço de separação, exceto nos pontos de entrada de corrente e nos de saída de corrente, é ligado por uma fase sólida e compreende pelo menos um trocador de calor por circulação, e - o volume total enchido com a fase líquida no espaço de separação é ≥ 1 m3 e a temperatura da fase líquida, pelo menos nos lugares certos é ≥80° C.

Neste documento, o termo operação de estado fixo significa que as correntes, com respeito a seus conteúdos e razões de fluxo, varia durante a operação contínua na unidade particular selecionado por, quando não muito 5 % (com base no valor médio como o ponto de referência). Preferência é dada de acordo com a invenção à variância mencionada acima sendo ≤4 %, mais preferivelmente ≤3 % e mais preferivelmente ≤2 % ou ≤ 1 %.

Neste documento, a notação de monômeros (met)acrílicos é uma abreviação de “monômeros acrílicos e/ou monômeros (met)acrílicos”.

Neste documento, o termo monômeros acrílicos é uma abreviação de “acroleína, ácido acrílico e/ou ésteres de ácido acrílico”.

Neste documento, o termo monômeros metacrílicos é uma abreviação de “metacroleína, ácido metacrílico e/ou ésteres de ácido metacrílico”.

Em particular, os monômeros (met)acrílicos tratados neste documento são pretendidos incluir os seguintes ésteres (met)acrílicos: acrilato de hidroxietila, metacrilato de hidroxietila, acrilato de hidroxipropila, metacrilato de hidroxipropila, acrilato de glicidila, metacrilato de glicidila, acrilato de metila, metacrilato de metila, acrilato de n-butila, acrilato de isobutila, metacrilato de isobutila, metacrilato de n-butila, acrilato de terc- butila, metacrilato de terc-butila, acrilato de etila, metacrilato de etila, acrilato de 2-etilexila, metacrilato de 2-etilexila, metacrilato de N,N-dimetilaminoetila e acrilato de N,N-dimetilaminoetila.

Os monômeros (met)acrílicos são compostos de partida importantes para a preparação de polímeros que encontram uso, por exemplo, como adesivos.

A (met)acroleína e os ácidos (met)acrílicos são preparados na escala industrial predominantemente pela oxidação da fase gasosa catalítica de compostos precursores C3/C4 adequados (ou de compostos precursores destes), em particular de propeno e propano no caso de acroleína e ácido acrílico ou isobuteno e isobutano no caso de ácido metacrílico e de metacroleina.

Entretanto, materiais de partida adequados além de propeno, propano, isobuteno e isobutano também são outros compostos contendo 3 ou 4 átomos de carbono, tais como isobutanol, n-propanol ou compostos precursores destes, por exemplo, o éter metílico de isobutanol. Os ácidos (met)acrílicos também podem ser obtidos de (met)acroleína.

Isto normalmente resulta em uma mistura gasosa do produto cujos ácidos (met)acrílicos ou as (met)acroleína devem ser removidas.

Os ésteres de ácidos (met)acrílicos são obteníveis, por exemplo, pela reação direta de ácidos (met)acrílicos e/ou (met)acroleína com os álcoois correspondentes. Entretanto, as misturas de produto são inicialmente obtidas, neste caso, das quais os ésteres (met)acrílicos devem ser removidos.

Para as remoções mencionadas acima, um ou mais processos de separação térmica como descrito no início são utilizados. Estes são costumeiramente realizados de maneira contínua, continuamente pelas correntes de alimentação e correntes de retirada do espaço de separação sob as condições de estado fixo. É característico dos processos de separação térmica que a ação de separação atingida por estes requer o fornecimento (por exemplo, para a evaporação) e/ou para a remoção (por exemplo, para a condensação) de energia térmica e que as fases líquidas estão envolvidas nestes (são conduzidas no espaço de separação).

No geral, esta energia térmica é removida e/ou fornecida por intermédio de trocadores de calor por circulação. Um trocador de calor por circulação é uma porção do espaço de separação requerido no processo descrito no início, ao qual a retirada da fase líquida e/ou gasosa de uma outra porção do espaço de separação é alimentada. No trocador de calor por circulação, energia térmica é fornecida a e/ou removida deste líquido e/ou a fase gasosa por uma fonte que não está incluída no espaço de separação, de uma maneira direta (por exemplo, pela fonte sendo conduzida no espaço) e/ou y indireta. Subsequentemente, a fase líquida resfriada ou aquecida (pode ser parcial ou totalmente convertida para a fase de vapor na troca de calor) e/ou fase gasosa (pode ser total e/ou parcialmente condensada na troca de calor) é reciclada totalmente na outra porção do espaço de separação e o ponto de retirada e o ponto de reciclagem podem ser espacialmente separados. Em muitos casos, pelo menos um trocador de calor por circulação é um evaporador por circulação.

A realização da ação de separação térmica, por si só (isto é, o desempenho do processo de separação térmica) pode ser, em princípio atingida em espaços de separação que não inclui elementos internos de separação, como no caso, por exemplo, em uma destilação simples. Neste caso, uma mistura líquida é parcialmente evaporada e a fase de vapor que é gerada tem uma composição diferente para a mistura líquida é removida na forma vaporosa e/ou condensada.

Entretanto, a ação de separação térmica é freqüentemente atingida com o uso de elementos internos de separação e em muitos casos correntes gasosas (usualmente ascendente) e líquida (usualmente descendente) são conduzidas em cocorrente ou contracorrente. Como uma conseqüência do desequilíbrio existente entre as correntes, existe uma transferência de calor e de massa que resulta ultimamente na separação desejada. No geral, os elementos internos de separação são dispostos em uma coluna de separação.

Também é característico dos processos de separação térmica deste documento que quando os compostos químicos individuais conduzidos através do espaço de separação passam através do espaço de separação, menos do que 20 % em mol (com base em cada caso na quantidade total do composto químico individual particular conduzidos todos no espaço de separação) são quimicamente mudados (excluindo a adição de Michael dos monômeros (met)acrílicos; isto não deve ser contado como uma tal mudança química).

Frequentemente, a porcentagem mencionada acima nos processos de separação térmica neste documento está em valores de ≤10% em mol ou ≤7 % em mol ou ≤3 % em mol ou ≤1 % em mol.

Os exemplos de, e portanto, do termo “processo de separação térmica” usados neste documento são fase de condensação fracionai (conforme, por exemplo, DE-A 19 924 532) e/ou retificação (fase e vapor ascendente é conduzida em contracorrente para a fase líquida descendente; a ação de separação ocorre com base na composição de vapor em equilíbrio sendo diferente à composição líquida), absorção (pelo menos uma gás ascendente é conduzido em contracorrente a pelo menos um líquido descendente; a ação de separação ocorre com base na solubilidade diferente dos constituintes gasosos no líquido), retirada (como absorção; entretanto, a fase líquida é carregada com o componente que é absorvido retirando-se o gás) e dessorção (o processo reverso de absorção; o gás dissolvido na fase líquida é removido pela redução de pressão parcial). Entretanto, a extração líquido/líquido e a cristalização (em particular película decrescente e cristalização de suspensão) também são considerados serem processos de separação térmica neste documento.

Por exemplo, a remoção de ácidos (met)acrílicos ou (met)acroleína da mistura gasosa do produto da oxidação da fase gasosa catalítica de propano e/ou propeno pode ser realizada de uma tal maneira que os ácidos (met)acrílicos ou a (met)acroleína é inicialmente, basicamente removida pela absorção em um solvente (por exemplo, água ou um solvente orgânico) ou pela condensação fracionada mistura gasosa do produto e o condensado ou absorvido resultantes são subseqüentemente separados retificativamente (no geral, em uma pluralidade de estágios) para a obtenção de ácidos (met)acrílicos ou (met)acroleína mais ou menos puros (conforme, por exemplo,, EP-A 717 019, EP-A 1 125 912, EP-A 982 289, EP-A 982287, DE-A 19 606 877, DE-A 1 011 527, DE-A 10 224 341, DE-A 10 218 419, DE-A 10 247 240 e DE-A 10 243 625).

A condensação fracionai tratada acima difere-se da retificação convencional em que a mistura a ser separada é alimentada ao espaço de separação na forma gasosa (isto é, totalmente convertida para a forma de vapor).

As misturas de fase gasosa e/ou líquida que contêm os monômeros (met)acrílicos e que já foram tratados podem conter os monômeros (met)acrílicos em uma forma mais ou menos pura ou em diluição (por exemplo, com solventes ou com gases diluentes). O solvente pode ser aquoso ou um solvente orgânico e o tipo específico do solvente orgânico é essencialmente insignificante. O gás diluente pode ser, por exemplo, nitrogênio, óxido de carbono (CO, CO2), oxigênio, hidrocarboneto ou uma mistura destes gases.

Isto significa que, por exemplo, na via para obter (remover) monômeros (met)acrílicos, os processos de separação térmica (como descritos no início) são aplicados de uma maneira altamente diferente às misturas gasosas e/ou líquidas cujo teor de monômeros (met)acrílicos pode ser ≥2 % em peso ou ≥10 % em peso ou ≥20 % em peso ou ≥40 % em peso ou ≥60 % em peso ou ≥80 % em peso ou ≥90 % em peso, ou ≥95 % em peso ou ≥ 99 % em peso (será estimado que o teor de monômeros (met)acrílicos está sempre em valor ≤ 100 % em peso). Frequentemente, o teor de monômeros (met)acrílicos de tais misturas é de 10 a 40 % em peso ou de 90 a 99,5 % em peso.

No geral, estas misturas, no processo de acordo com a invenção, por si só, são conduzidas como uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos pelo menos em um espaço de separação.

Freqüentemente, 0 espaço de separação nos processos de separação térmica descritos no início compreendem uma coluna de separação. Os monômeros (met)acrílicos podem ser acumular na parte superior ou na parte inferior da coluna de separação. Entretanto, será estimado que as frações contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos também pode ser retiradas na seção superior, inferior ou mediana da coluna de separação.

Os elementos internos de separação usados no espaço de separação, por exemplo na coluna de separação, satisfazem o propósito nos processos de separação térmica de diminuir a superfície da área para a transferência de massa e de calor que realiza a separação.

Tais elementos internos úteis são, por exemplo, compactações estruturadas, compactações aleatórias e/ou bandejas de transferência de massa.

As colunas de separação tendo elementos internos de separação para os processos de separação térmica são, em particular, freqüentemente aqueles que contém uma seqüência de bandejas de transferência de massa como pelo menos uma porção dos elementos internos de separação.

As bandejas de transferência de massa satisfazem o propósito de fornecer locais tendo fases líquidas contínuas na coluna de separação na forma de camadas líquidas. A superfície da corrente de gás ou vapor que, por exemplo, ascende na camada líquida e, desta maneira, é distribuída na fase líquida contínua é então a superfície de troca decisiva. As bandejas de transferência de massa são, preferivelmente, vedadas na parede em tomo destas. Um clássico entre as bandejas de transferência de massa é a bandeja de peneira. Neste documento, isto refere-se às placas cujas passagens para a fase de gás ou vapor ascendente (Os termos “gasoso” e “vaporoso” são usados sinonimamente neste documento) são orifícios e/ou fendas simples.

As bandejas de peneira são tipicamente diferenciadas em dois grupos, isto é, aqueles tendo fluxo de líquido forçado e aqueles sem o fluxo de líquido forçado.

Muito no geral, o fluxo de líquido forçado é atingido pelas bandejas de transferência de massa tendo pelo menos um tubo vertical (dreno), através do qual, o líquido, irrespectivo do caminho do fluxo do vapor, flui da bandeja superior para a bandeja inferior (alimentação). O fluxo de líquido horizontal sobre as bandejas de transferência da alimentação para o dreno é selecionado de acordo com o processo objetivo. O gás ou o vapor passam através das seções transversais abertas da placa da bandeja.

Quando o líquido é conduzido na bandeja em fluxo inverso (a alimentação e o dreno da bandeja de transferência de massa são dispostos do mesmo lado da bandeja), estes são referidos como as bandejas de fluxo inverso. Nas bandejas de fluxo radial, o líquido flui radialmente na bandeja do meio (alimentação) para a drenagem na borda da bandeja.

Nas bandejas de fluxo transversal, vistas sobre a área de fluxo inteira, o líquido é conduzido de maneira transversal sobre a bandeja de alimentação para a drenagem. No geral, as bandejas de fluxo transversal têm uma configuração de fluxo simples. Em outras palavras, a alimentação e o dreno são dispostos em lados opostos da bandeja. Entretanto, estas também podem ter uma configuração de fluxo duplo (ou ainda mais do que um fluxo duplo). Neste caso, a alimentação pode ser disposta, por exemplo, no meio e um dreno em cada um dos lados opostos da bandeja de transferência de massa.

Em outras palavras, o fluxo de líquido forçado nas bandejas de peneira é atingido pelas bandejas de peneira tendo, além das passagens para o gás ascendente ou fase de vapor, pelo menos um tubo vertical (dreno), através do qual o líquido, irrespectivo do caminho do fluxo do vapor, flui da bandeja superior para a bandeja inferior (alimentação). O líquido flui, por exemplo no fluxo transverso sobre a bandeja de pelo menos pelo menos uma alimentação a pelo menos um dreno, caso no qual o cano de alimentação e o cano de dreno garantem o selo líquido e a altura de líquido desejada na bandeja. Freqüentemente (especialmente no caso de diâmetro de coluna baixo), as bandejas de peneira com o fluxo de líquido forçado têm uma configuração de fluxo simples. Em outras palavras, a alimentação e o dreno são dispostos em lados opostos da bandeja. Entretanto, estes também podem ter uma configuração de fluxo duplo (ou ainda mais do que um fluxo duplo). Neste caso, a alimentação pode ser disposta, por exemplo, no meio e um dreno em cada um dos lados opostos da bandeja de transferência de massa. Tais bandejas de peneira devem ser referidas abaixo como bandejas de peneira forçadas. Nestas bandejas, o gotejamento do líquido que reduz a ação de separação não é, como no caso de bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas, evitado por chaminés, em que a passagem continua, mas preferivelmente, um carregamento de vapor mínimo é requerido para este propósito. O vapor ascende através das passagens e borbulha através da camada líquida mantida pelo tubo de dreno.

As bandejas de fluxo duplo ou ainda de peneira de gotejamento diferem das bandejas de peneira forçadas em que estas não contém segmento de dreno. A ausência de segmentos de dreno (tubos verticais) nas bandejas de fluxo duplo no gás de fluxo ascendente e no líquido de fluxo descendente na coluna de separação que passa através das mesmas passagens da bandeja. Como no caso de bandejas de peneira forçadas, um carregamento de vapor mínimo também é requerido no caso de bandejas de fluxo duplo, a fim de atingir a ação de separação. Quando o carregamento de vapor é signifícantemente menor, o gás ascendente e o refluxo descendente movem-se um antes do outro substancialmente sem troca e a bandeja estar em risco de funcionar seca.

Em outras palavras, no caso de bandejas de fluxo duplo também, uma razão limitante menor deve estar presente de modo que uma certa camada de líquido seja mantida na bandeja, a fim de permitir que a bandeja trabalhe. Na faixa de trabalho normal, o líquido nas bandejas de fluxo duplo goteja através das passagens de bandeja para bandeja e a fase de gás contínua entre as bandejas é intercalada por uma fase líquida dividida.

Em comparação com as bandejas de peneira, é característico das bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas que não possam funcionar secas quando a coluna é desligada, desconsiderando o orifício de esvaziamento minúsculo (sua seção transversal é mais do que 200 vezes menor do que a seção transversal total das passagens) que cada bandeja de fluxo transversal tem por razões de utilidade.

Em outras palavras, mesmo em carregamentos de coluna baixos, as bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas têm líquido acumulado (refluxo e/ou líquido de alimentação) e não correm o risco de funcionarem secas. Isto resulta do fato de que as passagens das bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas não sejam orifícios sem chaminés, como ocorre no caso de bandejas de peneira. Preferivelmente, cada passagem abre-se em uma chaminé que evita que a bandeja funcione seca. Acima da chaminé, as coifas que desviam vapor (borbulhador) são mostradas estando imersas no líquido de bandeja acumulado. Freqüentemente, as coifas que desviam vapor são ffesadas ou serradas em suas bordas (isto é, estas tem fendas de transporte). A corrente de vapor ascendente através da passagem é desviada pelas coifas que desviam vapor e fluem em paralelo com a bandeja, isto é, em ângulos do lado direito da coluna, no líquido acumulado.

As bolhas de vapor que deixam as coifas adjacentes que são, no geral, distribuídas de maneira eqüidistante sobre a bandeja formam uma camada de espuma no líquido acumulado.

Os tubos de dreno ou segmentos de dreno que deixam as bandejas, no geral, à esquerda ou direita na alternação, suportado pelos diques, controlam o nível de líquido das bandejas de transferência de massa e alimentação ao líquido para a bandeja abaixo. É essencial para a ação de selamento hidráulico que os tubos de dreno ou segmento de dreno da bandeja superior estejam imersos no líquido acumulado da bandeja abaixo. Preferivelmente, não existem diques de alimentação. Os borbulhadores que podem ser ajustados na altura permitem a adaptação às condições de fluxo e a equalização das profundidades de imersão no evento de irregularidades de produção, de modo que todos os borbulhadores da bandeja têm fluxo de gás uniforme.

Dependendo do projeto e da disposição dos borbulhadores, as bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas tendo configuração de fluxo simples são divididas, por exemplo, em bandejas de borbulhamento redondas (passagem, chaminé e borbulhador são redondas), as bandejas de tampa de túnel (passagem, chaminé e borbulhador são retangulares, os borbulhadores são dispostos em sucessão com a borda retangular mais longa em paralelo com a direção de fluxo transversal do líquido) e bandejas de Thormann (passagem, chaminé e borbulhadores são retangulares, os borbulhadores estão dispostos em sucessão com a borda retangular mais longa em ângulos direitos para a direção do fluxo transversal do líquido).

Neste documento, as bandejas de válvula são bandejas de fluxo transversal que têm furos de bandeja tendo placa de movimento limitado, lastro ou válvulas de levantamento (abas de flutuação) que se adaptam a passagem de vapor para o carregamento da coluna particular. A corrente de gás ascendente é desviada, flui em paralelo à bandeja no refluxo de líquido acumulado e forma uma camada de espuma. Os tubos de drenagem com diques conduzem o refluxo da bandeja para a bandeja. Freqüentemente, estas têm a configuração de fluxo duplo. Entretanto, estes também podem ter a configuração de fluxo triplo e de fluxo múltiplo (por exemplo, até fluxo octuplo).

As bandejas de transferência de massa em que existe equilíbrio entre o líquido descendente e o vapor ascendente são referidas como placas teóricas.

Este termo pode ser aplicado a todos os outros elementos internos de separação que são adequados para as destilações contracorrente (retificações) (tais como compactações estruturadas e compactações aleatórias) e para outros procedimentos de separação térmica, tais como sorção e extração. No caso do último também, os elementos internos de separação mencionados realizam um aumento na superfície de troca entre as duas fase líquidas.

Portanto, é apropriado referir-se, no geral, às placas teóricas. Uma placa teórica é definida como a unidade espacial que realiza o enriquecimento de acordo com o equilíbrio termodinâmico.

O auxílio de um processo de separação térmica para a remoção de pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos de uma mistura contendo monômeros (met)acrílicos é primeiramente um grau muito alto de enriquecimento dos monômeros (met)acrílicos na corrente removida contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos e em segundo lugar um rendimento de um rendimento espaço-tempo muito alto desta corrente removida.

Uma desvantagem dos processos de separação térmica descritos no início é que aqueles cujas medições que, sob condições limite de outra maneira constantes, aumentam o grau de enriquecimento normalmente ao mesmo tempo que reduz o rendimento espaço-tempo (por exemplo, um aumento no número de placas teóricas tipicamente melhora o grau de enriquecimento; mas um aumento no número de placas teóricas sob condições limite de outra maneira idênticas, normalmente diminui o rendimento espaço- tempo).

E um objetivo da presente invenção abrir caminho através da relação mencionada acima e fornecer um processo de separação térmica como descrito no início para a remoção de pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos de uma mistura contendo monômeros (met)acrílicos, em que o grau de enriquecimento e rendimento espaço-tempo são aumentados ao mesmo tempo.

Observamos que este objetivo é atingido por um processo de separação térmica para a remoção de pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos de uma mistura contendo monômeros (met)acrílicos, que compreendem a operação de estado fixo contínuo de pelo menos um aparelho de separação térmica que compreende pelo menos um espaço de separação com ou sem elementos internos de separação, em que pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos é conduzida e que pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos é conduzida, com a condição de que - a corrente que é conduzida toda no espaço de separação e é obtida em um sentido teórico pela adição de correntes individuais conduzidas no espaço de separação contêm X % em peso de outros constituintes que não monômeros (met)acrílicos, - a corrente que é conduzida fora do espaço de separação com a proporção mais alta em peso de monômeros (met)acrílicos contém Y % em peso de outros constituintes que não monômeros (met)acrílicos, - a razão X: Y é ≥5, - o espaço de separação, exceto nos pontos de entrada de corrente e nos de saída de corrente, é ligado por uma fase sólida e compreende pelo menos um trocador de calor por circulação, e - volume total enchido com a fase líquida no espaço de separação é ≥1 m3 e a temperatura da fase líquida é pelo menos ≥80° C, em que no caso que o espaço de separação é dividido em n elementos de volume individuais e as temperaturas mais altas e mais baixas da fase líquida dispostas em um elemento de volume individual não diferem por mais do que 2°C e o elemento de volume é contínuo no espaço de separação, o tempo de residência total tort,

é ≤ 20 h, onde A= (Ti-To)/10°C, To = 100°C, Ti = a média aritmética da temperatura mais alta e mais baixa que existe na fase líquida do elemento de volume i em °C, msi = a quantidade total de monômeros (met)acrílicos presentes no volume da fase líquida presente no elemento de volume i, ihj = a quantidade total da corrente de massa de fase líquida conduzida fora do elemento de volume i, e

com a condição de que a soma de todos os elementos de volume i não inclui nem elementos de volume i tendo uma massa de fase líquida mj presente neste e m/m ≥ 100 h, como elementos de volume de espaço inativo, nem elementos de volume i que não têm fase líquida, e a quantidade total da fase líquida presente nos elementos de volume de espaço inativo não é maior do que 5% em peso da fase líquida total presente no espaço de separação.

O fundamento do procedimento de acordo com a invenção é o fato de que os monômeros metacrílicos formam oligômeros ou polímeros (adutos de Michael) pela adição de Michael simples ou múltiplas.

No caso de ácido acrílico, estes satisfazem, por exemplo, a fórmula geral I (y+l)CH2 = CH-CO2H^ CH2 = CH-CO2-(CH2-CH2-CO2)y-H (I) onde y = em particular de 1 a 6, algumas vezes mesmo ≥ 6.

O caráter da formação do aduto de Michael é divulgado, inter alia, pela EP-A 733 617, EP-A 765 861, DE-A 19 536 191, DE-A 19 851 984, DE-A 19 927 722, EP-A 780 360, EP-A 780 359, WO 98/08798, WO 97/48669 a DE-A 19 924 533.

A desvantagem da formação do aduto de Michael de monômeros (met)acrílicos é que estes também são afetados no curso dos processos de separação térmica para a remoção de uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos de uma mistura contendo monômeros (met)acrílicos, desta maneira, reduzindo tanto o grau de enriquecimento quanto o rendimento espaço-tempo. A técnica anterior, diz respeito meramente ao isolamento e dissociação subseqüente dos adutos de Michael como uma solução possível para o problema (conforme, por exemplo, EP-A 780 359, EP-A 780 360, WO 98/08798 e DE-A 19 924 533).

Investigações detalhadas levaram ao processo de acordo com a invenção como uma contribuição adicional para a solução do problema.

Esta contribuição para a solução do problema leva em conta que um aduto de Michael de monômeros (met)acrílicos é formado substancialmente apenas na fase líquida. Também é levado em conta que a rapidez da formação do aduto de Michael na fase líquida aumenta tanto com um aumento na temperatura quanto com um aumento na proporção por massa dos monômeros (met)acrílicos na fase líquida, um aumento de temperatura de 10° C resulta aproximadamente na duplicação da taxa de reação. Distintamente abaixo de 100° C, a adição de Michael de monômeros acrílicos é substancialmente insignificante.

Em outras palavras, quando cuidado é tomado em processos de separação térmica continuamente operados para a remoção de pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos de uma mistura contendo monômeros (met)acrílicos na operação de estado fixo que o tempo de residência dos monômeros (met)acrílicos na fase líquida é particularmente baixo quando a temperatura e a proporção em massa de monômeros (met)acrílicos na fase líquida são altas, a desvantagem da formação do aduto de Michael de monômeros (met)acrílicos no curso de tais processos de separação térmica pode ser evitada até certo ponto.

Uma medição adequada sobre este aspecto é um tempo de residência médio total dos monômeros (met)acrílicos que estes têm na fase líquida no espaço de separação no processo de separação térmica e é calculado de uma maneira apropriada a partir dos tempos de residência individuais.

Para este fim, o espaço de separação é dividido em n elementos de volume individuais. O tamanho e o número n destes elementos de volume é substancialmente insignificante. Em outras palavras, os elementos de volume individuais podem ser de tamanho igual ou terem volumes diferentes. É essencial apenas que as temperaturas mais altas e mais baixas da fase líquida em um elemento de volume individual não sejam diferentes por mais do que 2o C e que o elemento de volume esteja dentro do espaço de separação (como será visto, o requerimento de temperatura leva em conta a dependência de temperatura da adição de Michael).

O tempo de residência individual f dos monômeros (met)acrílicos no elemento de volume i é então dado por t, = mj/rôm^ é a massa total da fase líquida presente no elemento de volume i e m≥ é a razão de fluxo de massa total da fase líquida conduzida fora do elemento de volume i (no estado fixo, que é igual à razão de fluxo de massa total da fase líquida alimentada ao elemento de volume i).

Este tempo de residência individual é multiplicado pelo quociente mSi/mi a fim de levar em conta a proporção em massa dos monômeros (met)acrilicos no elemento de volume i.

O fator 2A onde A = (Ti-To)/10° C determina o tempo de residência individual adicionalmente e leva em conta a temperatura na fase líquida do elemento de volume i. Finalmente, é necessário somar todos os elementos de volume i que contêm a fase líquida.

Os elementos de volume de espaço inativo i não devem ser incluídos na soma em que estes não estão substancialmente envolvidos no processo de separação, é especialmente verdade quando seu m/mj é ≥200 h ou ≥300 h ou ≥400 h ou ≥500 h ou ≥750 h ou ≥1000 h.

Os elementos de volume de espaço inativo essencialmente não toma parte nos processos de troca que realizam a ação de separação no processo de separação de acordo com a invenção. Estes elementos de volume são substancialmente elementos de volume isolados que se enchem uma vez com a fase líquida e contêm substancialmente uma e a mesma fase líquida durante o período.

Em princípio, os elementos de volume de espaço inativos devem ser muito substancialmente evitados no processo de acordo com a invenção, especialmente porque estes tem uma probabilidade aumentada do começo da polimerização de radical livre dos monômeros (met)acrílicos presentes neste.

Em outras palavras, o processo de acordo com a invenção é especialmente vantajoso quando uma quantidade total de fase líquida presente nos elementos de volume de espaço inativo não é maior do que 4 % em peso, preferivelmente não maior do que 3 % em peso, mais preferivelmente não maior do que 2 % em peso e mais preferivelmente não maior do que 1 % em peso ou ainda menos insignificante.

Também é essencial para o processo de acordo com a invenção que X: Y ≥5. Em outras palavras, o número de placas teóricas não é prejudicado pelo processo de acordo com a invenção. Preferivelmente, o tempo de residência individual ti será reduzido no processo de acordo com a invenção em particular quando primeiramente msi/mi e A são grandes e uma redução de f substancialmente não prejudicam o número de placas teóricas.

O processo de acordo com a invenção também podem ser, desta maneira, utilizados quando X: Y ≥8 ou ≥10 ou ≥15 ou ≥20 ou ≥30 ou ≥40 ou ≥50.

No geral, X: Y no processo de acordo com a invenção não excederá 200. Usual/, X: Y no processo de acordo com a invenção será ≤175, em muitos casos ≤150 ou ≤100.

O procedimento de acordo com a invenção é vantajoso em particular quando o volume total V enchido com a fase líquida no espaço de separação tem um volume grande. Em outras palavras, V no processo de acordo com a invenção pode ser ≥2 m3 ou ≥4 m3, ≥5 m3 ou ≥7 m3 ou ≥9 m3, ≥10 m3 ou ≥15 m3. No geral, V não será maior do que 500 m3. Em outras palavras, V no processo de acordo com a invenção será, no geral, ≤450 m3, freqüentemente ≤400 m3, freqüentemente ≤350 m3 e usualmente ≤300 m3.

Como uma consequências do ponto de ebulição dos monômeros (met)acrílicos, a temperatura da fase líquida no espaço de separação no processo de acordo com a invenção freqüentemente, pelo menos nos lugares certos, será ≥90° C ou ≥100° C ou ≥110° C ou ≥120° C ou ≥ 130° C ou ≥140° C ou ≥150° C ou ≥160° C ou ≥170° C ou ≥180° C. Entretanto, a temperatura mais alta da fase líquida em um elemento de volume i no processo de acordo com a invenção, no geral, não excederá 250° C. Normalmente, esta temperatura mais alta será ≤230° C, freqüentemente ≤ 210° C e em muitos casos ≤200° C. Estas temperaturas, no geral, não são capazes de atingir ação dissociativa significante, visto que esta requer que os produtos de dissociação sejam continuamente removidos do equilíbrio de dissociação.

Vantajosamente, o tempo de residência total tort no processo de acordo com a invenção é ≤15 h ou ≤10 h. Particularmente vantajoso, de acordo com a invenção, o torté ≤8 h ou ≤6 h ou ≤4 h ou ≤2 h. Entretanto, o tort no processo de acordo com a invenção será, no geral, ≥0,5 h ou ≥1 h.

O processo, de acordo com a invenção é adequado, inter alia, aos processos retificadores descritos nos documentos EP-A 648 732 e EP-A 270 999 para a purificação de ácidos (met)acrílicos brutos, aos processos para a condensação fracionai descrita nos documentos DE-A 19 924 533, DE-A 10 247 240 e DE-A 10 243 625 basicamente, para a remoção de ácido acrílico bruto da mistura gasosa do produto de uma oxidação parcial de propeno e/ou propano ao ácido acrílico, ao processo descrito no EP-A 717 029 para a remoção retificadora de ácidos (met)acrílicos brutos de uma mistura que compreende ácidos (met)acrílicos e um líquido orgânico hidrofóbico inerte tendo um ponto de ebulição mais alto do que os ácidos (met)acrílicos como um constituinte principal, para a remoção absortiva descrita no DE-A 4 308 087 de ácido acrílico a partir dos gases de reação da oxidação parcial catalítica de propeno e/ou acroleína e também para outros processos retificadores, de sorção e/ou de extração de separação térmica para a remoção de pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos de uma mistura contendo monômeros (met)acrílicos que são descritos nestes documentos e também no EP-A 990 636, EP-A 861 820, EP-A 778 255, EP- A 551 111, EP-A 695 736, EP-A 1026145 e DE-A 10 251 328 e/ou citado por referência na literatura.

Usualmente, o espaço de separação nos processos । mencionados acima e no processo de acordo com a invenção muito no geral incluem pelo menos um trocador de calor por circulação e pelo menos uma coluna com ou sem elementos internos de separação.

Visto que as remoções absortivas, no geral, procederão exotermicamente, pelo menos um trocador de calor por circulação nesta conexão, no geral, satisfaz o propósito da remoção de calor. Isto é, . normalmente afetado por uma via direta por meio de um portador de frio “ (líquido refrigerante) que nunca entra no espaço de separação. Em outras palavras, apenas um dos lados espaciais do trocador de calor indireto é um constituinte do espaço de separação. O outro está fora e conduz o portador de frio. As correntes são transportadas através do lado espacial do trocador de calor que pertence ao espaço de separação tipicamente por meio de pelo menos uma bomba.

Na maioria das remoções térmicas, que diferem da remoção absortiva, o calor é fornecido ao espaço de separação por intermédio do trocador de calor por circulação. Na maioria dos casos, isto também é afetado por uma via indireta por meio de um portador de calor que nunca entra no espaço de separação. Em outras palavras, apenas um dos dois lados espaciais do trocador de calor indireto é um constituinte do espaço de separação, o outro está fora e conduz o portador de calor. Freqüentemente, calor suficiente é fornecido cujo fenômeno de ebulição ocorre no lado espacial do trocador de calor que pertence ao espaço de separação.

Neste caso, o trocador de calor por circulação é referido como um evaporador por circulação. O vapor pode ser transportado através do lado espacial do trocador de calor que pertence ao espaço de separação por meio de uma bomba (circulação forçada) e/ou por circulação natural (o último procede como uma consequência da diferença na densidade de massa entre a corrente aquecida ou não aquecida).

Especialmente quando o processo de separação térmica de acordo com a invenção é uma retificação, o trocador de calor por circulação usado é um evaporador por circulação.

No princípio, os trocadores de calor indiretos por circulação usados no processo de acordo com a invenção podem ser todos os tipos de trocador de calor indireto conhecidos. Preferência é dada à selecioná-los de uma tal maneira que o volume de fase líquida retido neste seja mínima.

Os evaporadores por circulação úteis são, por exemplo, os evaporadores Robert (evaporadores naturais por circulação) integrados na coluna de separação como resumido na fig. 1 (1 = coluna de separação, 2 = vapor de aquecimento, 3 = condensado do vapor de aquecimento, 4 = efluente inferior, 5 = nível de líquido, 6 = tubo evaporador, 7 = tubo descendente central, 8 = direção de circulação).

Entretanto, o evaporador por circulação também pode ser um evaporador forçado por circulação instalado fora da coluna de separação, como mostrado pela fig. 2 (1 = coluna de separação, 2 - bomba de circulação, 3 = evaporador de tubo, 4 = vapor de aquecimento, 5 = condensado do vapor de aquecimento, 6 = retirada do produto de fundo, 7 = direção de circulação, 8 = aparelho de separação, 9 = saída, 10 = entrada, 11 = nível de líquido).

Será estimado que o evaporador por circulação usado também pode ser um evaporador instantâneo por circulação forçada, como mostrado esquematicamente pela fig. 3 (1 = coluna de separação, 2 = bomba de circulação, 3 = aparelho estrangulador, 4 = evaporador de tubo, 5 = vapor de aquecimento, 6 = condensado do vapor de aquecimento, 7 = retirada do produto de fundo, 8 = direção de circulação, 9 = aparelho de separação, 10 = saída, 11 = entrada, 12 = nível de líquido). Em comparação com o evaporador forçado por circulação, o evaporador instantâneo por circulação forçada é separado da coluna de separação por um aparelho estrangulador. Uma porção dos conteúdos líquidos da coluna de separação em uma pressão Px é continuamente retirada e bombeada nas alimentações de, por exemplo, um evaporador de tubo (trocador de calor de feixe de tubos) por meio de uma bomba de circulação. Em tomo dos tubos elementos internos do evaporador de tubo flui um portador de calor, por exemplo, vapor de aquecimento (no geral, vapor sob pressão) cuja temperatura está acima da temperatura dos conteúdos líquidos da coluna de separação, no caminho através dos tubos de entrada e de saída do evaporador de tubo, o líquido da coluna de separação retirado é aquecido pela troca de calor indireta a uma temperatura Ty’ que está acima da temperatura dos conteúdos líquidos da coluna de separação.

Um aparelho estrangulador separa o evaporador de tubo e a coluna de separação na superfície de pressão, pela escolha adequada da saída da bomba de circulação, permite que uma pressão de válvula Py a ser ajustada esteja acima de Px e esteja acima da pressão de ebulição Py’ que corresponde à temperatura Ty* do líquido da coluna de separação retirado. As medições acima suprimem a ebulição da porção do líquido da coluna de separação bombeado pela circulação nos tubos do evaporador de tubo. A proporção do líquido da coluna de separação bombeada pela circulação é realmente superaquecida nos tubos do evaporador de tubo com respeito à pressão Px acima dos conteúdos líquidos da coluna de separação e o processo de ebulição é, desta maneira, alterado para a superfície de passagem do aparelho estrangulador (isto é, os conteúdos dos tubos do evaporador de tubo estão na forma monofásica e o evaporador de tubo funciona meramente como um super-aquecedor). A passagem do líquido super-aquecido através do aparelho estrangulador na coluna de separação pode estar então, diretamente nos conteúdos líquidos da coluna de separação (as partes inferiores da coluna de separação). Sob estas condições, a temperatura dos conteúdos líquidos das partes inferiores da coluna de separação regularmente correspondem à temperatura de ebulição Tx que corresponde à pressão Px acima do líquido de fundo.

Entretanto, o líquido superaquecido também pode, em princípio, ser passado através do aparelho estrangulador na coluna de separação acima do nível de líquido de fundo da coluna de separação. Sob estas condições, a temperatura dos conteúdos líquidos de fundo da coluna de separação está regularmente abaixo da temperatura de ebulição Tx que corresponde à pressão Px acima do líquido de fundo. É essencial que a ação evaporativa do evaporador de tubo instalado fora da coluna de separação não ocorra até estar dentro da coluna de separação, isto é, fora do evaporador por circulação. A válvula pode ser, por exemplo, mecânica (placas perfuradas, válvulas) e/ou hidrostática (por uma coluna de líquido mais baixa de altura apropriada por intermédio da passagem do líquido superaquecido).

Entretanto, o evaporador por circulação também pode ser um evaporador por circulação direta, como mostrado por meio de exemplo na figura 4, em que o portador de calor gerado fora do espaço de separação é conduzido e diretamente contatado com o líquido a ser evaporado.

Os líquidos de fundo é retirado do fundo 9 da coluna de separação 8 e/ou a fração de ebulição alta é retirada de uma bandeja coletora 1 disposta na seção inferior da coluna de separação. Cada uma ou ambas as retiradas de líquido são então pulverizadas no evaporador por circulação direta 6, em que, por exemplo, estes são conduzidos em cocorrente com a mistura gasosa de produto 2 tendo uma temperatura mais alta de uma oxidação parcial de propeno e/ou propano como o portador de calor direto e colocado na troca de calor direta com esta e desta maneira pelo menos parcialmente evaporado. Subsequentemente, a mistura total 10 é reciclada no líquido de fundo (a reciclagem não deve ser imersa) da coluna de separação e a mistura gasosa que ascende desta é fracionalmente condensada ascendendo por si só.

A retirada dos líquidos da coluna de separação são transportados por meio de bombas 4, 5. 3 é a retirada do produto de fundo e 7 é o nível do líquido de fundo. O evaporador por circulação direta é, no geral, livre de elementos internos de separação e é de geometria cilíndrica. Em princípio, a fase gasosa e líquida do evaporador por circulação direta também pode ser reciclada, espacialmente separada na coluna de separação. Um tal evaporador por circulação direta é mostrado esquematicamente pela figura 5. Os números tem a mesma definição como na figura 4. a é a fase gasosa reciclada na coluna de separação e 10b é a fase líquida reciclada na coluna de separação. 11 é o nível de líquido no evaporador por circulação direta.

A coluna de separação pode ser isenta de elementos internos de separação ou conter elementos internos de separação, caso no qual os elementos internos de separação úteis para a realização do processo de acordo com a invenção são, em princípio, todos os elementos internos de separação já mencionados neste documento por si só ou opcionalmente junto com outros elementos internos de separação.

As compactações do tipo leito úteis são, por exemplo, anéis de vidro de Raschig, selas, anéis com trama de arame, espirais V2A, anéis de Pali e corpos de Stedman e também compactações aleatórias da segunda, terceira e quarta gerações.

As compactações do tipo de inserção úteis cujo diâmetro é substancialmente igual ao diâmetro interno da coluna são compactações estruturadas de tipos altamente diferentes. Estas são, no geral, redes porosas, de área de superfície grande, metal tri-dimensional, plásticas e/ou cerâmicas.

Quando o processo de separação térmica de acordo com a invenção é uma condensação fracionai da mistura gasosa de uma oxidação parcial catalisada heterogeneamente de um ou dois estágios de propeno e/ou propano ao ácido acrílico, a coluna de separação é preferivelmente uma cujos elementos internos de separação, do fundo ao topo, são inicialmente bandejas de fluxo duplo e depois bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas (por exemplo bandejas Thormann® ou bandejas de Thormann modificadas), como recomendado por DE-A 19924532, DE-A 10243625 e DE-A 10 247 240.

O número de placas teóricas é de apropriadamente 15 a 30 e preferivelmente 20. O evaporador é apropriadamente um evaporador por circulação direta como descrito acima. Quando um resfriamento brusco de água ácida também é integrada na coluna de condensação, os elementos internos úteis de separação para esta região da coluna de condensação são preferivelmente bandejas de válvula, como descrito por DE-A 19924532, DE- A 10243625 e DE-A 10 247 240.

Na fórmula geral para tort, o tort no processo de acordo com a invenção é pequeno quando o msi é muito pequeno enquanto m , está n o mesmo período grande. Em outras palavras, o auxílio inventivo pode ser atingido, inter alia, com correntes substancialmente iguais e placas teóricas, minimizando a quantidade total de fase líquida retida no espaço de separação no estado fixo e em particular naqueles elementos de volume em que a fase líquida tem uma temperatura particularmente alta e cuja minimização não reduz o número de placas teóricas. Entre outros, as possibilidades que seguem estão disponíveis. Uma primeira possibilidade é reduzir as seções transversais tubulares das linhas de cano do espaço de separação através das quais a fase líquida contendo monômeros (met)acrílicos é conduzida no custo de uma certa queda de pressão (na mesma razão de fluxo de volume) e minimiza o comprimento do tubo.

Em uma condensação fracionai a ser realizada como descrito, é vantajoso, no contexto da presente invenção quando, a parte, de um evaporador por circulação direta, nenhum trocador de calor por circulação adicional pertence ao espaço de separação.

Em outras palavras, ao contrário da recomendação da fig. 1 e da fig. 2 da DE-A 19924533 ou na fig. da DE-A 19924532 e ao contrário da recomendação da DE-A 10 247 240, o trocador de calor por circulação 8 das figuras mencionadas acima devem ser, preferivelmente, dispensadas completamente, de acordo com a invenção e o calor da evaporação deve ser retirado exclusivamente da mistura gasosa do produto da oxidação parcial (de, por exemplo, propeno e/ou propano para ácido acrílico). De acordo com a invenção, um evaporador direto por circulação, preferivelmente, não será configurado como na fig. 5 mas em vez disso como na fig. 4, em que a mistura de gás e líquido é conduzida na coluna de separação diretamente como um sistema bifásico, que, em contraste com o controle do processo da figura 5, evita a formação de nível de líquido adicional (com tempo de residência individual aumentado). Ao mesmo tempo, a seção transversal do evaporador por circulação direta na mesma razão de circulação (o evaporador direto por circulação funciona ao mesmo tempo como um resfriador direto para a mistura gasosa de produto da oxidação parcial; por razões que dizem respeito ao equilíbrio de calor, uma certa razão de circulação mínima é requerida) será mantida em um mínimo, a fim de, desta maneira, manter um mínimo de uma quantidade total de fase líquida reta no sistema do espaço de separação.

Quando os elementos internos de separação do espaço de separação são bandejas de transferência de massa, estas bandejas de transferência de massa de acordo com a invenção vantajosamente, serão bandejas de peneira, mais preferivelmente bandejas de peneira de gotejamento (bandejas de fluxo duplo). Visto que a última não tem diques de transbordamento, estas podem ser operadas com um nível de líquido particularmente baixo e são preferidas de acordo com a invenção sobre as bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas. As últimas serão usadas apenas quando a ação de separação atingível com as bandejas de fluxo duplo não for adequada.

Quando o espaço de separação incluir bandejas de coleta (por exemplo, como um constituinte da coluna de separação), das quais, por exemplo, a corrente líquida removida pode ser conduzida fora do espaço de separação (por exemplo, no tanque de armazenamento ou no trocador de calor por circulação), este será operado de acordo com a invenção com um nível de líquido muito baixo. Isto pode ser possibilitado, por exemplo, pela aplicação de corpos de deslocamento às bandejas de coleta. Isto permite um nível de líquido aumentado em volume líquido reduzido. Uma solução alternativa é oferecida pela DE-A 10159825 na forma de bandejas de coleta tendo declives. J ≥ Foi observado que os corpos de deslocamento adequados apropriados também são, no geral, vantajosos no processo de acordo com a invenção nos segmentos inferiores (espaços inferiores) das colunas de separação. Existem, no geral, aquelas frações espaciais que, em um sentido geométrico, estão abaixo dos elementos internos de separação mais inferiores.

Em particular no caso de uma retificação como o processo de separação de acordo com a invenção, o líquido de fundo é regularmente removido dos segmentos inferiores, a fim de alimentá-lo, por exemplo, aos trocadores de calor por circulação forçada. Ao mesmo tempo, o líquido de fundo está, no geral, em um estado de ebulição.

A fim de evitar que a bomba requerida para a circulação forçada no trocador de calor por circulação forçada retire muito gás, por exemplo, no evento de falhas de operação (isto, no geral, reduz a saída de transporte da bomba e, em casos desfavoráveis pode levar à sua destruição, visto que a bomba é normalmente configurada apenas para o transporte de líquido), um topo líquido de segurança, um nível de líquido de segurança é tipicamente estabelecido no segmento da parte inferior.

Seu topo de segurança é vantajosamente atingível de acordo com a invenção com volume da parte inferior reduzido pela introdução de corpos de deslocamento no espaço da parte inferior ou contraindo o espaço inferior, como mostrado, por exemplo. Pela figura 6. Será estimado que esta redução do volume da parte inferior no processo de acordo com a invenção possa ser aplicado muito no geral.

Será preferido, de acordo com a invenção em qualquer caso naquelas soluções como mostrado pela figura 7 onde um recipiente de tampão de líquido de fundo é conectado entre a bomba e a parte inferior da coluna por razões de segurança. As bombas usadas de acordo com a invenção são apropriadamente selecionadas de uma maneira que retenha uma quantidade muito pequena de líquido.

A determinação das temperaturas Tj no processo de acordo com a invenção é possível de uma maneira simples pela determinação experimental (por exemplo, por meio de termoelementos montados de uma maneira adequada).

Em princípio, a seleção dos elementos de volume i no processo de acordo com a invenção é arbitrário e não tem, substancialmente, nenhum e feito no resultado de tort. Entretanto, existe em muitos casos uma seleção particularmente apropriada dos elementos de volume i.

No caso de bandejas de transferência de massa com fluxo forçado, o elemento de volume i selecionado é apropriadamente aquele elemento de volume que inclui o nível de líquido na bandeja de transferência de massa e alimentação à bandeja de transferência de massa abaixo, como mostrado esquematicamente na fig. 8 pela área tracejada. 1 é o ponto de entrada para o elemento de volume, 2 é o ponto de saída do elemento de volume, 3 é o dique de trasbordamento, 4 é a parede da coluna 5 é a bandeja de transferência de massa tendo as passagens (6 = nível de líquido no tubo descendente ou tubo ascendente). msi pode ser determinado, por exemplo, pelo fechamento simultâneo do ponto de entrada e de saída no curso da operação e determinando, subsequentemente a massa da fase líquida mj presente no elemento de volume i. por meio da análise do teor químico, mi finalmente resulta em msi. m, pode ser determinado, por exemplo, pela instalação de uma bandeja de coleta no tubo descendente, determinando a razão de fluxo de líquido conduzido fora da coluna de separação alimentado a esta e reciclando- a no tubo descendente abaixo do ponto de saída (ponto de saída) (conforme a figura 9; 1 = parede de coluna; 2 = tubo descendente; 3 = bandeja de coleta; 4 = bomba de transporte; 5 = medidor de fluxo). Altemativamente, m j também pode ser determinado por um dado mi pela introdução de um traçador no ponto de entrada e seguindo sua ocorrência no ponto de saída por tempo. O último pode ser realizado, por exemplo, retirando-se uma amostra pequena continuamente no ponto tendo o número 7 na figura 8. O ponto de introdução de traçador deve ser, apropriadamente o ponto tendo o número 8 na figura 8.

No caso de bandejas de fluxo duplo, é possível proceder de uma maneira correspondente. O elemento de volume i selecionado é apropriadamente aquele elemento de volume que inclui o nível de nível de líquido na bandeja de transferência de massa e o espaço abaixo da bandeja de transferência de massa até o início da superfície do nível de líquido da bandeja de transferência de massa seguinte.

Neste caso, a fim de determinar m i, a bandeja de coleta pode ser novamente montada acima da bandeja de peneira. A quantidade de líquido alimentado é conduzida fora desta bandeja de coleta, a razão de fluxo correspondente é determinada e o líquido é subseqüentemente reciclado imediatamente acima da bandeja de peneira (conforme a figura 10; 1 = bandeja de fluxo duplo; 2 = bandeja de coleta; 3 = bomba de transporte; 4 = medidor de fluxo).

A quantidade de líquido na bandeja de fluxo duplo pode ser determinada, por exemplo, por meio de um medidor diferencial de pressão de acordo com a figura 11 (método de nanômetro de tubo em U). Usando-se Ap = çg'hL (hL = 1 na fig. 11) onde ç é a densidade de massa da fase líquida, g a aceleração devido à gravidade e hL o nível da fase líquida na bandeja de fluxo duplo, hL pode ser lido diretamente e a quantidade de líquido na bandeja de fluxo duplo calculada.

A quantidade de líquido entre as duas bandejas de fluxo duplo pode ser determinada selando-se simultaneamente ambas as bandejas de fluxo duplo e determinando a quantidade de coleta de líquido na bandeja inferior. Por meio da análise química, m, finalmente dá msi.

No consentimento completo, msi na parte inferior da coluna resulta da quantidade de nível das partes inferiores calculadas a partir do efluente e análise da composição do líquido de fundo. m{ pode ser determinado pelas partes inferiores reguladas pelo nível diretamente por medição. O mesmo aplica-se à bomba de circulação e o trocador de calor por circulação também pode ser tratado. As seções da coluna tendo empacotamento do tipo leito e empacotamento do tipo de inserção podem ser tratados de uma maneira similar com a bandeja de transferência de elementos de volume de massa.

Entretanto, os valores de msi e mi dentro de uma coluna de separação também podem ser determinados semi empiricamente em aproximação muito boa (cf, por exemplo, Johann Stichlmair; Grundlagen der Dimensionierung des Gas/Flüssigkeit-Kontaktapparates [Guidelines for dimensioning gas/liquid contact apparatus], Bodenkolonne [Tray column], Verlag Chemie (1978) and Technische Fortschrittsberichte [Industrial progress reports], vol. 61, Grundlagen der Dimensionierung von Kolonnenbõden [Guidelines for dimensioning column trays], by Dr.-Ing. Klaus Hoppe and Dr.-Ing. Manfred Mittelstrass, Magdeburg, Verlag Theodor Steinkopff, Dresden (1967)).

Para esta finalidade, a temperatura da bandeja particular é inicialmente determinada, por exemplo, nas bandejas de transferência de massa diferentes. A composição é então determinada das alimentações e dos efluentes da coluna de separação. A lei de Raoult (equilíbrio vapor-líquido) combinada com os equilíbrios de massa-energia são então usados para o cálculo dos perfis de concentração na coluna. As razões de fluxo de líquido e de gás requeridas, então, resultam destas. Os valores msi podem ser determinados como segue. Nos experimentos separados (o fluxo de gás de baixo e o líquido é aplicado de cima), o comportamento hidrodinâmico dos elementos internos de separação, por exemplo, das bandejas de transferência de massa é inicialmente determinado. Estes dão valores mt, dos quais os valores msi finalmente seguem por meio dos perfis de concentração.

O resultado surpreendente do procedimento de acordo com a invenção é que uma redução de tort, de outra maneira, sob condições limite substancialmente constantes permite que tanto o rendimento espaço tempo quanto o grau de enriquecimento sejam melhorados.

Será estimado que o procedimento de acordo com a invenção possa ser combinado com um procedimento que compreende uma dissociação integrada do aduto de Michael. Em alguns pontos neste documento, comentários foram feitos especificamente no ácido acrílico como os monômeros (met)acrílicos. Entretanto, estes comentários, no geral, também são aplicáveis a outros monômeros (met)acrílicos.

Como mostrado na forma de realização exemplar que segue, o procedimento de acordo com a invenção em um valor tort de ≤10 h aindá permite que o ácido acrílico bruto cujo teor de ácido acrílico seja de valores de ≥95 % em peso a serem removidos da mistura de gás de produto de uma oxidação parcial de propeno e/ou propano heterogeneamente catalisada (um ou dois estágios) ao ácido acrílico cujo teor de ácido acrílico é de 5 a 15 % em peso.

O processo de separação térmica a ser utilizado compreende uma operação de estado fixo contínuo de um aparelho de separação térmico cujo espaço de separação é um que inclui elementos internos de separação como mostrado esquematicamente na figura 12.

Este consiste de uma coluna de separação 28 (cujos elementos internos de separação são apenas bandejas de transferência de massa; da parte inferior ao topo, estas são, inicialmente, bandejas de fluxo duplo e depois bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas que são, finalmente, substituídas pelas bandejas de válvula; a coluna de separação, adicionalmente, contém as bandejas de coleta), um evaporador por circulação direta 1 que é isento de elementos internos, que transportam por meio de uma bomba 7 e uma bomba 29e também tubos 6,6’, 3,3’ e 2. Uma descrição detalhada de uma coluna de separação pode ser encontrada nos documentos DE-A 19 924 532, DE-A 10 247 240 e DE-A 10 243 625. É apropriado, a partir de um ponto de vista de aplicação que o número de placas teóricas seja de 15 a 30 e preferivelmente de 20. Embora todos os elementos além de seu espaço de separação possa ser um constituinte do aparelho de separação térmica total, este não pertence ao espaço de equilíbrio inventivo, o espaço de separação a ser considerado de acordo com a invenção. Uma extensão deste aumenta o tort e não contribui para a separação térmica a ser considerada. Desta maneira, é feito o uso do processo de acordo com a invenção quando o processo de separação térmica utilizado totalmente compreende um processo de acordo com a invenção. A mistura de gás do produto a ser separada da oxidação parcial de propeno e/ou propano heterogeneamente catalisada (um ou dois estágios) ao ácido acrílico é ao mesmo tempo a fonte de calor direto do evaporador por circulação direto.

O exemplo e o exemplo comparativo que seguem ilustram a presente invenção por meio de exemplo sem restringir a validade geral. Muito no geral, as fase líquidas que compreendem monômeros (met)acrílicos e ocorrem no processo de acordo com a invenção compreendem inibidores de polimerização adicionados de uma maneira conhecida por si.

O exemplo e o exemplo comparativo (os endereços numéricos dizem respeito à figura 12; a região na figura 12 indicada pelo tracejado cinza é o espaço de separação a ser considerado).

O exemplo comparativo (o estado fixo é descrito; os materiais adequados são, por exemplo, aço inoxidável dos tipo 1.4539 ou 1.4571).

Uma oxidação parcial em fase gasosa heterogeneamente catalisada de propileno de grau polimérico resultou em uma mistura gasosa do produto que tem uma temperatura de 270° C e os seguintes teores sendo obtidos: 11,80 0,264 5,0984 % em peso de ácido acrílico, % em peso de ácido acético, % em peso de água, 41 5 0,0275 % em peso de ácido fórmico, 0,0989 % em peso de formaldeído, 0,1473 % em peso de acroleína, 0,0028 % em peso de ácido propiônico, 0,0033 % em peso de furfurais, 0,0014 % em peso de acrilato de alila, 0,0005 % em peso de formiato de alila, 0,0038 % em peso de benzaldeído, 0,1350 % em peso de anidrido maléico, 0,0112 % em peso de ácido benzóico, 0,0147 % em peso de anidrido ftálico, 4,0324 % em peso de oxigênio, 1,8067 % em peso de dióxido de carbono, 0,5904 % em peso de monóxido de carbono, 0,5520 % em peso de propano, 0,2696 % em peso de propileno, e 75,1399 % em peso de nitrogênio.

Nenhum constituinte adicional foi detectado. A mistura gasosa do produto (170 008 kg/h) é resfriada em um trocador de calor de circulação direta 1 operado em cocorrente a uma temperatura de 120,2° C. O trocador de 25 calor de circulação direta 1 operado em cocorrente é isento de elementos internos. Estes têm uma forma cilíndrica. Seu diâmetro é de 2,2 m e sua altura é de 15,5 m. A fase líquida a ser aquecida no evaporador de circulação direta 1 é uma mistura de líquidos de fundo retirados do espaço inferior 5 e da fração da caldeira alta que é retirada da primeira bandeja de coleta 10 completando o espaço inferior 5 da coluna de separação 28.

A quantidade dos líquidos de fundo conduzidos no trocador de calor de circulação direta 1 é de 247 305 kg/h e tem os seguintes teores (densidade de massa = 989,22 kg/m3): 27,2977 % em peso de ácido acrílico, 0,1446 % em peso de ácido acético, 0,6007 % em peso de água, 0,0069 % em peso de ácido fórmico, 0,0007 % em peso de formaldeído, 0,0087 % em peso de acroleína, 0,0149 % em peso de ácido propiônico, 0,2041 % em peso de furfurais, 0,0008 % em peso de acrilato de alila, 0,0001 % em peso de formiato de alila, 0,2490 % em peso de benzaldeído, 4,4377 % em peso de anidrido maléico, 0,7354 % em peso de ácido benzóico, 0,9605 % em peso de anidrido ftálico, 19,5513 % em peso de ácido diacrílico, 40,1375 % em peso de ácido poliacrílico (aduto de Michael), 0,4855 % em peso de fenotiazina, 0,5560 % em peso de éter monometílico de hidroquinona (MEHQ), 4,6079 % em peso de outros constituintes de ebulição alta, e 0,0002 % em peso de oxigênio.

A temperatura dos líquidos de fundo é de 118,3° C. A pressão do vapor é 1,48 bar. A quantidade da fração de caldeira alta conduzida no evaporador de circulação direta 1 é de 63 009 kg/h e contém os seguintes teores (densidade de massa = 969,94 kg/m3): 90,4867 0,3672 1,4207 0,0142 0,0016 0,0109 0,0535 0,6232 0,0025 0,0002 0,5317 4,9046 0,0401 0,0344 1,4102 0,0201 0,0779 0,0004 % em peso de ácido acrílico, % em peso de ácido acético, % em peso de água, % em peso de ácido fórmico, % em peso de formaldeído, % em peso de acroleína, % em peso de ácido propiônico, % em peso de furfurais, % em peso de acrilato de alila, % em peso de formiato de alila, % em peso de benzaldeído, % em peso de anidrido maléico, % em peso de ácido benzóico, % em peso de anidrido ftálico, % em peso de ácido diacrílico, % em peso de fenotiazina, % em peso de MEHQ, e % em peso de oxigênio.

A temperatura da fração de caldeira alta é de 100,4° C. A pressão do vapor é de 1,48 bar.

A fração de caldeira alta é alimentada no evaporador de circulação direta 1 por intermédio de uma tubulação 3 de 150 mm de diâmetro e 10 m de comprimento a uma bomba centrífuga 29 (teores líquidos: 50 1) e por intermédio de uma tubulação 3’ de 150 mm de diâmetro e 15 m de comprimento no evaporador de circulação direta 1 (altemativamente, a fração de caldeira alta também pode ser conduzida pelo trasbordamento no espaço inferior e ser conduzida no evaporador de circulação direta como um constituinte dos líquidos de fundo).

Os líquidos de fundo que são retirados do espaço inferior 5 são alimentados em uma quantidade de 249 905 kg/h por intermédio de uma tubulação 6 que tem um diâmetro de 300 mm e um comprimento de 10 m a uma bomba centrífuga 7 (teores líquidos: 100 1) e conduzidos a partir desta em uma quantidade de 247 305 kg/h por intermédio de uma tubulação 6’ de 10 m de comprimento e 300 mm de diâmetro (diâmetros de tubulação aqui sempre significam diâmetro interno) no evaporador de circulação direta 1. 2300 kg/h dos líquidos de fundo retirados são alimentados para a dissociação e 300 kg/h dos líquidos de fundo retirados são alimentados ao circuito de resfriamento brusco I que será descrito abaixo, a fim de inibido contra a polimerização não desejada (em ambos os casos, são alimentados por intermédio do tubulação 8). A mistura de líquidos de fundo e a fração de caldeira alta são pulverizadas no evaporador de circulação direta por intermédio de um bocal principal (bocal de jato de impacto de acordo com o WO 02/50011).

A mistura bifásica que deixa o evaporador de circulação direta 1 em uma temperatura de 120,2° C é reciclada no espaço inferior 5 por intermédio do tubulação 2 (diâmetro: 1500 mm; comprimento: 10 m).

A pressão no espaço inferior 5 e no evaporador de circulação direta 1 é de 1,48 bar. A altura da coluna de separação 28 (uma coluna para a condensação fracionária cujos elementos internos de separação são apenas bandejas de transferência de massa; do fundo ao topo, estas são inicialmente bandejas de fluxo duplo e depois bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas (bandejas de Thormann) que são finalmente substituídas por bandejas de válvula) é de 54,3 m.

O diâmetro interno da coluna de separação 28 na região das bandejas de Thormann é de 6,5 m e de outra maneira 6,0 m.

O aparelho de dissociação (que não pertence, por exemplo, ao espaço de separação), ao qual os 2300 kg/h dos líquidos de fundo retirados do espaço inferior 5 são alimentados, consiste de um evaporador instantâneo de circulação forçada e uma coluna de retificação de bandeja de fluxo duplo ligada sem emenda a este. O número de bandejas de fluxo duplo é 50.

O evaporador de vaporização instantânea de circulação forçada consiste de um recipiente de dissociação, um trocador de calor, uma bomba e os tubulações anexas. O efluente de fundo do recipiente de dissociação é alimentado por intermédio de uma tubulação a uma bomba centrífuga que alimenta esta a um trocador de calor de feixe de tubo. Subseqüentemente, uma porção do líquido aquecido é reciclado no recipiente de dissociação por intermédio de uma tubulação. A outra porção do líquido aquecido é alimentada sob controle de viscosidade (preferido), densidade ou temperatura em um recipiente a ser descrito abaixo, no qual metanol é misturado.

Do mesmo modo que a coluna de separação 28, a coluna de retificação é isolada do ambiente. O diâmetro interno da coluna de retificação em todas bandejas de fluxo duplo é um de 2,4 m uniforme. Sua altura é de 27 m. As bandejas de fluxo duplo são eqüidistantemente dispostas (400 mm) na coluna de retificação. Sua razão de orifício é uma de 12% uniforme. Visto do fundo ao topo, o diâmetro do furo das primeiras oito bandejas de fluxo duplo é um de 25 mm uniforme (disposição do furo correspondente ao passo triangular estrito) e o diâmetro do furo de todas as bandejas de fluxo duplo subsequentes é um de 14 mm uniforme (disposição do furo igualmente correspondente ao passo triangular estrito). A alimentação dos líquidos de fundo a ser submetida à dissociação é até a oitava bandeja de fluxo duplo (a partir do fundo). 20 000 kg/h de gás de ciclo que são removidos no topo da coluna de condensação e, subseqüentemente superaquecidos e comprimidos, são alimentados (como gás de suporte) no recipiente de dissociação do evaporador instantâneo de circulação forçada (pressão = 2,9 bar; temperatura = 160° C).

Os teores do gás de ciclo são: 0,2288 % em peso de ácido acrílico, 0,0885 % em peso de ácido acético, 2,6689 % em peso de água, 0,0052 % em peso de ácido fórmico, 0,1724 % em peso de acroleína, 0,0002 % em peso de ácido propiônico, 0,0003 % em peso de furfurais, 0,0012 % em peso de formiato de alila, 4,7392 % em peso de oxigênio, 2,1235 % em peso de dióxido de carbono, 0,6939 % em peso de monóxido de carbono, 0,6487 % em peso de propano, 0,3169 % em peso de propileno e 88,3123 % em peso de nitrogênio. 522 963 kg/h de fase líquida são constantemente retirados do recipiente de dissociação do evaporador instantâneo de circulação forçada em uma temperatura de 161° C e uma pressão de 1,71 bar. Depois da passagem através do trocador de calor, 522 246 kg/h deste são reciclados no recipiente de dissociação em uma temperatura de 166° C e uma pressão de 3 bar. Os outros 717 kg/h deste, são desgaseificados, diluídos com metanol e alimentados para a incineração do resíduo.

Os gases de dissociação que se formam no recipiente de dissociação são transportados na coluna de retificação ligada pelo gás de suporte alimentado e elevado no líquido de refluxo descendente.

Uma mistura gasosa (que compreende gás de ciclo e gás de dissociação) é conduzida fora do topo da coluna de retificação em uma quantidade de 33 129 kg/h em uma temperatura de 99,8° C e uma pressão de 1,60 bar e, resfriada a uma temperatura de 63,3° C por um refrigerador por pulverização operado em cocorrente (circuito de resfriamento brusco I) pelo resfriamento direto e, parcialmente condensado.

A mistura gasosa que restou depois do resfriamento direto é reciclada em uma quantidade de 21 883 kg/h com os seguintes teores por intermédio da linha 9 no espaço inferior 5 da coluna de condensação 28 (não imersa): 8,7215 % em peso de ácido acrílico, 0,0976 % em peso de ácido acético, 2,5067 % em peso de água, 0,0056 % em peso de ácido fórmico, 0,0001 % em peso de formaldeído, 0,15 84 % em peso de acroleína, 0,0019 % em peso de ácido propiônico, 0,0017 % em peso de furfurais, 0,0001 % em peso de acrilato de alila, 0,0011 % em peso de formiato de alila, 0,0004 % em peso de benzaldeído, 0,0039 % em peso de anidrido maléico, 4,3313 % em peso de oxigênio, 1,9407 % em peso de dióxido de carbono, 0,6342 % em peso de monóxido de carbono, 0,5929 % em peso de propano, 0,2896 % em peso de propileno e 80,7122 % em peso de nitrogênio.

O líquido de resfriamento brusco I usado é uma mistura dos 300 kg/h dos líquidos de fundo retirados do espaço inferior 5 e o condensado formado no resfriamento direto no circuito de resfriamento brusco I. 104 207 kg/h desta mistura são resfriados a 32° C pelo resfriamento indireto e pulverizados no refrigerador por pulverização I do resfriamento brusco I. 11 546 kg/h da mesma mistura são reciclados como líquido de refluxo em uma temperatura de 63,3° C ao ponto mais alto da bandeja de fluxo duplo da coluna de retificação ligada no recipiente de dissociação.

A composição do líquido de resfriamento brusco I é: 93,7485 % em peso de ácido acrílico, 0,4937 % em peso de ácido acético, 3,7513 % em peso de água, 0,0143 % em peso de ácido fórmico, 0,0328 % em peso de acroleína, 0,0207 % em peso de ácido propiônico, 0,0240 % em peso de furfurais, 0,0005 % em peso de acrilato de alila, 0,0017 % em peso de formiato de alila, 0,0099 % em peso de benzaldeído, 0,15 91 % em peso de anidrido maléico, 0,0192 % em peso de ácido benzóico, 0,0250 % em peso de anidrido ftálico, 0,5083 % em peso de ácido diacrílico, 1,0429 % em peso de ácido poliacrílico, 0,0126 % em peso de fenotiazina, 0,0146 % em peso de MEHQ, 0,1198 % em peso de outros constituintes de ebulição alta, e 0,0011 % em peso de oxigênio.

Um separador de gota centrífugo é integrado no espaço inferior 5 da coluna de condensação 28 e evita gotículas dos líquidos de fundo sendo levados de maneira ascendente do espaço inferior. Na extremidade inferior do espaço inferior 5 é instalado o que é conhecido como um chapéu chinês para a separação melhorada de gás/líquido. A quantidade de fase líquida retida (o impedimento líquido) no sistema, composto de espaço inferior 5, tubulação 6 para a bomba de circulação 7, bomba de circulação 7, tubulação 6’ da bomba de circulação 7 para o evaporador de circulação direta 1, evaporador de circulação direta 1 e tubulação 2 do evaporador de circulação direta 1 no espaço inferior 5 é de 80 m3.

Como mencionado anteriormente, o espaço inferior da coluna de separação 28 é completado em uma altura de coluna (semelhante a todas as alturas, calculadas a partir da parte inferior da coluna) de 7,80 m por uma primeira bandeja de coleta 10 (bandeja de chaminé que tem aproximadamente 16 chaminés de topo uniformemente distribuídas; diâmetro da chaminé: 600 mm; altura da chaminé: 1 m).

A bandeja de coleta 10 tem uma configuração de parede dupla com gradientes de 2o voltado para o interior e que tem um copo de retirada central e bocal de retirada (DN~200). A seção transversal gás livre é de aproximadamente 30 %.

Como mencionado anteriormente, 63 009 kg/h de líquido (T = 100,4° C, p = 1,48 bar) são retirados desta primeira bandeja de coleta e conduzidos no evaporador de circulação direta 1 por meio da bomba centrífuga 29. O volume de líquido da bandeja de coleta 10 é de 2 m3 (o impedimento líquido no sistema, composto deste volume de líquido na bandeja de coleta 10, tubulação 3 para a bomba de circulação 29, bomba de circulação 29 e tubulação 3 ’ da bomba de circulação 29 para o evaporador de circulação direta 1 é de 3 m3). 2,0 m acima da primeira bandeja de coleta 10 são dispostas as primeiras (11) das inicialmente 15 bandejas de fluxo duplo. Estas bandejas de fluxo duplo (um diâmetro de furo de 14 mm uniforme, um número de furo 33 678 uniforme, uma razão de orifício uniforme de 18 %) são eqüidistantemente montadas com uma separação de bandeja de 380 mm. As passagens consistem de orifícios circulares de um diâmetro uniforme de 14 mm, com a sinalização de saliência puncionada descendente na coluna de separação. A disposição dos centros dos círculos de passagem segue o passo triangular estrito.

A décima quinta bandeja de fluxo duplo (12) é configurada como uma bandeja distribuidora. Para este propósito, dois tubos de inserção (DN-150) que têm 40 orifícios de drenagem (diâmetro: 15 mm) por tubo de inserção são montados acima desta.

A primeira série de bandejas de fluxo duplo é completada por uma segunda bandeja de coleta 14 (bandeja de chaminé que tem aprox. 16 chaminés de topo uniformemente distribuídas; altura da chaminé aprox. 1,70 m, copo de retirada central que tem bocais de retirada centrais (DN-250), seção transversal de gás livre de ~ 30 %) de acordo com o WO 03 047714, 10 que é montada 1,50 m acima da última bandeja de fluxo duplo.

Desta segunda bandeja de coleta 14, ácido acrílico bruto em uma temperatura de 101,2° C é continuamente retirado por intermédio da linha 15 a 1,47 bar (densidade de massa = 956,99 kg/m3) e tem os seguintes teores: 96,8011 % em peso de ácido acrílico, 0,4598 % em peso de ácido acético, 1,4762 % em peso de água, 0,0137 % em peso de ácido fórmico, 0,0015 % em peso de formaldeído, 0,0087 % em peso de acroleína, 0,0647 % em peso de ácido propiônico, 0,2856 % em peso de furfurais, 0,0027 % em peso de acrilato de alila, 0,0002 % em peso de formiato de alila, 0,0744 % em peso de benzaldeído, 0,2381 % em peso de anidrido maléico, 0,5430 % em peso de ácido diacrílico, 0,0120 % em peso de fenotiazina, 0,0180 % em peso de MEHQ, e 0,0004 % em peso de oxigênio.

O volume de líquido na segunda bandeja de coleta 14 é de 10 m3. 455 855 kg/h do ácido acrílico bruto retirado da segunda bandeja de coleta 14 são aquecidos a 111,2° C pela troca de calor indireta e reciclados na coluna de condensação 28 por intermédio da linha 30 imediatamente abaixo da bandeja de fluxo duplo 16 seguindo acima da segunda bandeja de coleta (p -1,50 bar). 89 978 kg/h do ácido acrílico bruto retirados da segunda bandeja de coleta formam a corrente contendo monômeros (met)acrílicos que foram removidos no espaço de separação e, são resfriados a uma temperatura de 29° C em uma pluralidade de estágios pela troca de calor indireta (preferivelmente integrado por calor contra o líquido principal a ser reciclado na coluna de separação 28). 1144 kg/h de água (25° C) são então adicionados ao ácido acrílico bruto resfriado. A mistura resultante é resfriada a 20° C pela troca de calor indireta repetida e depois conduzida em dois a três cristalizadores de disco de resfriamento.

Estes são, cada um, uma cavidade em que de 20 a 24 placas de resfriamento circulares limpas (que são fluidas intemamente através de um meio de resfriamento (mistura de água e glicol; proporção de glicol = de 10 a 50 % em peso, preferivelmente de 25 a 35 % em peso)) são dispostas em declive em sucessão em uma separação eqüidistante de 20 a 40 cm (diâmetro de placa tipicamente de 2 a 4 m, preferivelmente de 2,5 a 3 m). O meio de resfriamento é transportado em contracorrente à mistura de cristalização através do cristalizador do disco de resfriamento para o disco de resfriamento. Entretanto, também pode ser conduzido sobre as placas de resfriamento dividido em 2 ou 3 correntes paralelas. A temperatura de entrada do meio de resfriamento (da salmoura) é de -2 a +5° C. A temperatura de saída é de 2 a 7o C mais alta. A limpeza das placas de resfriamento suprime a formulação de uma camada de cristal. O ácido acrílico bruto que tem teor de água aumentado é conduzido continuamente (bombeado ou controlado pelo trasbordamento) de trás para frente através do cristalizador. O ácido acrílico monofásico bruto que tem teor de água aumentado engrossa (tempo de residência de 0,5 a 4 h, preferivelmente de 1,5 a 2,5 h) a uma suspensão bifásica que compreende cristais de ácido acrílico como a fase sólida e que tem uma temperatura de 6 a 1 Io C e um teor de sólidos na saída de 20 a 35 % em peso. A velocidade dos limpadores é de 2 a 15 revoluções por minuto, preferivelmente de 4 a 10 revoluções por minuto. O eixo que dirige os limpadores e passa através dos centros dos discos de resfriamento é vedado com compactações de caixa de vedação lavadas com água (fitas de empacotamento feitas de Teflon ou grafite).

Na circunferência dos discos de resfriamento onde não é possível limpar, um perfil oco (por exemplo, na forma de realização mais simples, um tubo) é montado (por exemplo, soldado) e é aquecido por meio de um segundo portador de calor (por exemplo, igualmente mistura de água/glicol) (a uma temperatura acima da temperatura de cristalização; usualmente dentro de uma faixa de temperatura de 8 a 20° C, preferivelmente de 10 a 140° C). Estes aquecedores de circunferência são fluidos completamente em paralelo pelo segundo portador de calor.

Além disso, os limpadores são preferivelmente segmentados na direção radial (≥ 2, ≤ 6 segmentos no geral). A força premente específica dos limpadores perpendiculares à superfície de resfriamento no estado instalado é de 1 a 10 N, preferivelmente de 3 a 5 N, por cm de comprimento de borda de limpeza ativa. Além dos limpadores, o eixo dirige pás (vantajosamente existem dois de cada, em uma disposição simétrica entre dois discos de resfriamento e antes do primeiro e do último disco de resfriamento) que realiza mistura melhorada.

A natureza da superfície da placa de resfriamento e o alinhamento dos limpadores são tais que a distância dos limpadores da superfície da placa de resfriamento em nenhum ponto excede 6 mm (é favorável operar com a distância anteriormente mencionada em nenhum ponto que excede 4 ou 2 ou 1 mm ou, com os limpadores estando em contado em cada ponto; foi observado ser particularmente vantajoso para existir contato no raio externo).

Na última seção do cristalizador na direção de transporte da suspensão (preferivelmente, depois do último disco de resfriamento), a suspensão é conduzida por intermédio de um tubo ligado (apropriadamente montado imerso; altemativamente, a suspensão pode fluir por intermédio de um dique de trasbordamento em um reservatório agitado, de onde as colunas de lavagem são carregadas) às colunas de lavagem por fusão hidráulicas, como descrito no DE-A 10 156 016 e DE-A 10 223 058, a fim de separar o líquido principal dos cristais de suspensão. As colunas de lavagem são carregadas com suspensão de cristal por meio de uma bomba centrífuga ou uma bomba de pistão rotativa. A bomba de corrente de controle é igualmente configurada como uma bomba de pistão rotativa ou como uma bomba centrífuga que tem uma válvula de regulamento. A pressão na extremidade inferior de uma coluna de lavagem é tipicamente ≥ 100 mbar e ≤ 5 bar mais baixa do que a pressão no topo da coluna de lavagem. A pressão do topo é geralmente de até 6 bar, usualmente de 0,5 a 4 bar. A velocidade da lâmina é usualmente em valores de ≥ 0 e ≤ 100/min, ou ≤ 60/min. A temperatura no circuito de fusão é normalmente de 13 a 16° C. A frente de filtração é detectada de acordo com o DE-A 10 036 880 por 2 a 4 sensores ópticos. A frente de lavagem é controlada por meio da medição de temperatura no leito de cristal.

A altura total do leito de cristal é tipicamente de 300 a 1500 mm, usualmente de 400 a 1000 mm. A frente de lavagem é tipicamente de 10 a 400 mm, usualmente de 20 a 250 mm, acima da lâmina. As bombas de circuito de fusão úteis são uma bomba centrífuga com lavagem da superfície do produto do selo de eixo (selo de anel coletor) ou uma bomba ligada por magneto com lavagem aumentada dos mancais de deslizamento. A quantidade de circulação no circuito de fusão é de 2 a 30 m3/h, usualmente de 5 a 20 m3/h, por tonelagem métrica de cristais purificados removidos com a lâmina. O circuito de fusão é estabilizado por meio de 100 a 300 ppm em peso de MEHQ. Além disso, o ar é introduzido no circuito de fusão e seu excesso (= a proporção não dissolvida no banho de lavagem) é removido por um separador de gás antes da entrada da fusão por lavagem na coluna de lavagem. [(a) Para preparar ácido acrílico de grau de esterifícação, é suficiente realizar a remoção dos cristais de suspensão por meio de uma centrífuga (por exemplo, uma centrífuga propulsora de 2 ou 3 estágios) no lugar de uma coluna de lavagem por fusão. As larguras da abertura de peneira adequadas são de 150 a 300 mm; as acelerações centrífugas que podem ser usada são de 500 a 900 g, usualmente de 600 a 800 g; taxas de curso adequadas são de 40 a 80 cursos/min.

Preferência é dada para a lavagem de cristais removidos do 2o ou do 3o estágio da centrífuga com 0,15 a 0,3 kg do líquido de lavagem por kg de cristais. A temperatura do líquido de lavagem é de 15 a 30° C, preferivelmente de 20 a 30° C. Para evitar depósitos, a cascata de descarga de sólidos da centrífuga é pulverizada com líquido de pulverização aquecido de 15 a 30° C. Os líquidos de pulverização e de lavagem são preferivelmente cristais fundidos removidos e lavados pela centrífuga. Para evitar depósitos e incrustações, é apropriado aquecer a camisa da centrífuga, o tubo de alimentação da suspensão e o tubo de alimentação do líquido de lavagem a uma temperatura de ≥ 15° C e ≤ 40° C. O espaço do produto da centrífuga é apropriadamente tomada inerte com nitrogênio ou com uma mistura de ar e nitrogênio. O selo do eixo é purgado com gás (por exemplo, nitrogênio ou uma mistura de ar e nitrogênio) ou com água. (b) Altemativamente, para a cristalização de suspensão, também é possível usar uma cristalização de camada (por exemplo, cristalização por película em queda de acordo com a EP-A 616 998 ou tubo com fluxo total direto) que tem 3 ou mais (por exemplo, 3 ou 4) estágios de purificação. Em vez de reciclar o líquido principal a partir de um seguinte estágio de purificação em um estágio de purificação precedente, também é possível reciclá-lo junto na coluna de condensação.]

Dos circuitos de fusão que são estabilizado pela adição de 3 kg/h de MEHQ, 18 538 kg/h de glacial ácido acrílico que tem os seguintes teores são retirados: 99,8335 % em peso de ácido acrílico, 0,0970 % em peso de ácido acético, 0,0334 % em peso de água, 0,0206 % em peso de ácido propiônico, 0,0001 % em peso de furfurais, 0,0001 % em peso de anidrido maléico, 0,0003 % em peso de ácido diacrílico, e 0,0150 % em peso de MEHQ.

É importantemente adequado preparar superabsorventes com base em acrilato de poli-sódio. 13 kg/h de PTZ são dissolvidos em 829 kg/h de ácido acrílico glacial para preparar uma solução inibidora L 19 kg/h de MEHQ são dissolvidos em 30 kg/h de solução inibidora I para formar a solução inibidora II.

A lixívia removida nas colunas de lavagem é inicialmente conduzido em um recipiente de coleta aquecível e a partir de um tanque. Neste tanque, este é reciclado e aquecido a 90° C com integração de calor em uma quantidade de 71 759 kg/h por intermédio da linha 13 a uma décima quinta bandeja de fluxo duplo 12 da coluna de condensação 28 (contado de baixo). Os teores deste líquido principal reciclado são como segue: 94,4349 % em peso de ácido acrílico, 0,5504 % em peso de ácido acético, 3,4362 % em peso de água, « 0,0172 % em peso de ácido fórmico, 0,0018 % em peso de formaldeído, 0,0109 % em peso de acroleína, 0,0756 % em peso de ácido propiônico, 0,3580 % em peso de furfurais, 0,0034 % em peso de acrilato de alila, 0,0003 % em peso de formiato de alila, 0,0933 % em peso de benzaldeído, 0,2986 % em peso de anidrido maléico, 0,6808 % em peso de ácido diacrílico, 0,0150 % em peso de fenotiazina, 0,0233 % em peso de MEHQ, e 0,0005 % em peso de oxigênio.

Além disso, 224 kg/h de ácido acrílico bruto retirados da bandeja de coleta 14 são reciclados à bandeja de fluxo duplo 12 (32). 2,9 m acima da segunda bandeja de coleta 14 na coluna de condensação 28 estão dispostas as primeiras (16) de 21 bandejas de fluxo duplo adicionais do tipo anteriormente descrito (novamente um diâmetro de furo de 14 mm uniforme, mas um número de furo 32 020 uniforme e uma razão de orifício de 17,4 % uniforme) que são nova e eqüidistantemente dispostas com uma separação de bandeja de 380 mm. O refluxo da região da bandeja de Thormann na região da bandeja de fluxo duplo acontece por intermédio de um sistema distribuidor integrado na coluna. Altemativamente, o refluxo também pode ser realizado pela condução do líquido de refluxo fora da coluna de condensação abaixo a bandeja de Thormann mais inferior por meio de uma bomba e reciclagem na coluna de condensação por intermédio de dois (ou mais) tubos de inserção que são montados acima da bandeja de fluxo duplo mais superior. 800 mm acima da última bandeja de fluxo duplo, a coluna de condensação começa a ampliar-se conicamente. 500 mm acima da última 5 bandeja de fluxo duplo, esta ampliação termina em um diâmetro interno de coluna de 6,50 m.

Nesta altura, isto é, 1,50 m acima da última bandeja de fluxo duplo (17), começa uma disposição eqüidistante (separação de bandeja = 500 mm) de 28 bandejas de Thormann convencionais, de fluxo simples. As 10 bandejas de Thormann são configuradas de uma tal maneira que a disposição das fendas de transporte nas tampas das bandejas de Thormann em canais sucessivos na direção do fluxo transversal geram, cada uma, uma direção de fluxo mutuamente oposta do líquido.

A razão de orifício das bandejas de Thormann é de 14 %. A 15 razão da área de superfície da chaminé para a área de superfície de saída da fenda é 0,8. A altura da chaminé e a altura do açude de trasbordamento são de 40 mm. A desobstrução do fundo do borbulhador (distância entre borda inferior da fenda e a bandeja) é de 10 mm. A altura da fenda é de 15 mm. O ângulo entre a fenda obliquamente angular e a borda longitudinal da tampa é 20 de 30 graus. O comprimento máximo da borda longitudinal da tampa é de 800 mm. Na região periférica da coluna, o comprimento da tampa se reduz a 200 mm por razões de adaptação à redondeza da coluna. A distância entre duas tampas dispostas em uma linha na direção do fluxo transversal é de 66 mm. A área de superfície da drenagem do tubo de descida é de 1,5 % com base na 25 área trans-seccional da bandeja. A largura entre as duas bordas longitudinais inferiores de uma coifa é de 64 mm.

Na altura da bandeja de Thormann mais superior 20, a coluna de separação começa novamente a estreitar-se conicamente. 700 mm acima da bandeja de Thormann mais superior, este estreitamento é completo e o diâmetro interno da coluna contraiu-se novamente a 6,0 m. 1,70 m acima da bandeja de Thormann mais superior é disposta a terceira bandeja de coleta 22 (bandeja de chaminé que tem aprox. 16 chaminés de topo uniformemente distribuídas, altura da chaminé = 1,50 m). O volume de líquido na bandeja de coleta 3 é de 8 m3 (densidade de massa = 964,38 kg/m3).

Da terceira bandeja de coleta são retirados 533 617 kg/h de água ácida em uma temperatura de 68,6° C e em uma pressão de 1,24 bar por intermédio da linha 23.

Os teores da água ácida são: 11,3387 % em peso de ácido acrílico, 4,1574 % em peso de ácido acético, 81,6277 % em peso de água, 0,5256 % em peso de ácido fórmico, 2,3082 % em peso de formaldeído, 0,0154 % em peso de acroleína, 0,0089 % em peso de ácido propiônico, 0,0024 % em peso de furfurais, 0,0135 % em peso de formiato de alila, 0,0001 % em peso de MEHQ, e 0,0021 % em peso de oxigênio. 29 015 kg/h da água ácida retirados (68,6° C) são reciclados (21) juntos com a solução inibidora II (31) à bandeja de Thormann mais superior (20). 812 kg/h da solução inibidora I são reciclados (em uma temperatura de 25° C e uma pressão de 3 bar por intermédio da linha 19) para a 19° bandeja de Thormann (18) (vista de baixo). 7282 kg/h da água ácida retirados são alimentados para incineração. 298 392 kg/h da água ácida retirados são reciclados (3 bar) por intermédio da linha 25 em uma temperatura de 29° C para a sexta (24) das bandejas de válvula a ser descrita abaixo (contada de baixo). No caso de formação de espuma, foi observado ser apropriado adicionar anti-espumas (por exemplo, álcoois alcoxilados, tais como, Dekresa® SD 23 ou misturas de ácido graxo, poliglicol, emulsificadores e mistura de óleo mineral parafínico, tal como, Nalco® 71-D-5) na terceira bandeja de coleta (por exemplo em uma quantidade de 30 ml/h). 198 928 kg/h da água ácida retirados são reciclados por intermédio da linha 27 em uma temperatura de 22,5° C (p = 3 bar) ao ponto mais alto (26) das bandejas de válvula a serem descritas abaixo. 2300 mm acima da terceira bandeja de coleta 22 são montadas 11 bandejas de válvula de fluxo duplo na coluna de condensação 28 em disposição equidistante (separação de bandeja = 500 mm). A altura do açude de trasbordamento é de 35 mm. A razão de orifício é de 18 % e a soma das áreas de superfície de drenagem dos tubos de descida de duas bandejas de válvula sucessivas é de 10 % das áreas trans-seccionais da coluna. As válvulas usadas são válvulas VV12 da Stahl, DE, Viernheim.

A pressão no topo da coluna 28 é de 1,2 bar.

No topo da coluna, 164 650 kg/h de gás inodoro (33) deixam a coluna de separação 28 por intermédio de um desembaçador em uma temperatura de 33,5° C e têm os seguintes teores: 0,2288 % em peso de ácido acrílico, 0,0885 % em peso de ácido acético, 2,6689 % em peso de água, 0,0052 % em peso de ácido fórmico, 0,1724 % em peso de acroleína, 0,0002 % em peso de ácido propiônico, 0,0003 % em peso de furfurais, 0,0012 % em peso de formiato de alila, 2,1235 % em peso de CO2, 0,6939 % empeso de CO, 0,6487 % em peso de propano, 0,3169 % em peso de propileno, 4,7392 % em peso de O2, e 88,3123 % em peso de N2.

Em um trocador de calor indireto, o gás inodoro é aquecido a 38° C e 91 196 kg/h deste gás inodoro são subseqüentemente conduzidos através de um compressor de gás de ciclo (por exemplo um compressor radial) como o gás diluente na oxidação da fase gasosa e na dissociação e, 73 455 kg/h do gás inodoro são alimentados para incineração.

Além de tudo, as seguintes correntes individuais são conduzidas no espaço de separação e têm os seguintes teores de ácido acrílico: 170008 kg/h da mistura gasosa do produto da oxidação parcial da fase gasosa de propileno que tem um teor de ácido acrílico de 11,8 % em peso; 21883 kg/h por intermédio da linha 9 e que tem um teor de ácido acrílico de 8,7215 % em peso; 15224 kg/h por intermédio da linha 32 e que tem um teor de ácido acrílico de 96,8011 % empeso; 71759 kg/h por intermédio da linha 13 e que tem um teor de ácido acrílico de 94,4349 % em peso; 455855 kg/h por intermédio da linha 30 e que tem um teor de ácido acrílico de 96,7887 % em peso; 81,2 kg/h por intermédio da linha 19 e que tem um teor de ácido acrílico de 98,3360 % em peso; 29015 kg/h por intermédio da linha 21 e que tem um teor de ácido acrílico de 11,3387 % em peso; e 49 kg/h por intermédio da linha 31 e que tem um teor de ácido acrílico de 60,2057 % em peso.

Isto significa que o total de uma corrente (teoricamente gerada) de 764605 kg/h é conduzida no espaço de separação e tem um teor de ácido acrílico de 71,907 % em peso.

Isto significa que X = 28,09 % em peso.

A corrente que é conduzida fora do espaço de separação com a proporção mais alta em peso de ácido acrílico é o ácido acrílico bruto removido da segunda bandeja de coleta que tem um teor de ácido acrílico de 96,8011 % em peso de ácido acrílico. Isto significa que Y = 3,20 % em peso e X:Y = 8,78.

O volume total do espaço de separação enchido com a fase líquida é 167,5 m3. A temperatura deste fase líquida é, pelo menos nos lugares certos, 120,2° C (por exemplo no trocador de calor de circulação direta).

A Tabela 1 que segue mostra os elementos de volume selecionados i (a “bandeja i” representa o elemento de volume i que inclui a fase líquida presente na bandeja de transferência de massa i e a fase líquida presente no volume abaixo da bandeja de transferência de massa i (excluindo a fase líquida disposta na bandeja abaixo)). A numeração de números de bandeja de transferência de massa do fundo ao topo na coluna de separação.

A Tabela 1 também contém uma temperatura determinada Ti, os valores determinados mSj e as razões de fluxo de massa determinados m j.

A Tabela 1 também contém os valores individuais tj* =2Amsi/ m j. Tabela 1

Isto resulta em um tort de 34,06 h.

Neste tort, a corrente contendo monômeros (met)acrílicos que são removidos no espaço de separação e têm a proporção mais alta em peso de 89 978 kg/h de ácido acrílico bruto que tem um teor de ácido acrílico de 5 96,8011 % em peso.

Exemplo (o estado fixo é descrito)

Substancialmente tudo é realizado como no exemplo comparativo, exceto que o volume do espaço inferior 5 é reduzido até o ponto que o impedimento líquido no espaço inferior é de 59974,2 kg menor do que 10 no exemplo comparativo (o impedimento líquido no elemento de volume i, consistindo das tubulações 6, 6’ e 2 e, da bomba 7, espaço inferior 5 e evaporador de circulação direta 1 é desta maneira 79965,6 kg no exemplo comparativo e 19991,4 kg no exemplo).

Além disso, a quantidade da fração da caldeira alta removidos da primeira bandeja de coleta 10 e alimentada ao evaporador de circulação 5 direta 1 é 74083 kg/h no lugar de 63009 kg/h.

Esta mudança é requerida, no evaporador de circulação direta 1, a fim de atingir a temperatura de ebulição que está no espaço inferior 5 como uma conseqüência da composição mudada dos líquidos de fundo.

A Tabela 2 que segue é o análogo da Tabela 1 para o exemplo. Tabela 2

Isto dá um ton de apenas 8,79 h.

Ao mesmo tempo, neste tort, uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos que é removida no espaço de separação e tem a proporção mais alta em peso de ácido acrílico é 90987 kg/h de ácido acrílico 5 bruto que tem um teor de ácido acrílico de 96,9333 % em peso.

Uma análise que mostra esta melhora pode ser atribuída, entre outros fatores, a uma fase líquida no espaço inferior 5 no exemplo contendo apenas 19,27 % em peso de ácido poliacrílico (aduto de Michael) como uma conseqüência do tempo de residência reduzido.

Claims

1. Processo de separação térmica para a remoção de pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos enriquecidos de uma mistura contendo monômeros (met)acrílicos, caracterizadopelo fato de que compreende uma operação de estado fixo contínuo de pelo menos um aparelho de separação térmica que compreende pelo menos um espaço de separação com ou sem elementos internos de separação, em que pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos é conduzida e que pelo menos uma corrente contendo monômeros (met)acrílicos é conduzida, com a condição de que - a pelo menos uma corrente que é conduzida toda no espaço de separação e é obtida em um sentido teórico pela adição de correntes individuais conduzidas no espaço de separação contêm X % em peso de outros constituintes que não monômeros (met)acrílicos, - a pelo menos uma corrente que é conduzida fora do espaço de separação com a proporção mais alta em peso de monômeros (met)acrílicos contém Y % em peso de outros constituintes que não monômeros (met)acrílicos, - a razão X: Y é ≥ 5, - o pelo menos um espaço de separação, exceto nos pontos de entrada de corrente e nos de saída de corrente, é ligado por uma fase sólida e compreende pelo menos um trocador de calor por circulação, e - o volume total enchido com a fase líquida no pelo menos um espaço de separação é ≥ 1 m3, e a temperatura de pelo menos parte da fase líquida, é ≥ 80° C, em que, no caso que o pelo menos um espaço de separação é dividido em n elementos de volume individuais e as temperaturas mais altas e mais baixas da fase líquida dispostas em um elemento de volume individual não diferem por mais do que 2o C e o elemento de volume individual é contínuo no pelo menos um espaço de separação, um tempo de residência total tort,

é≤20h, onde A = (Ti-To)/10°C, To = 100°C, Ti = a média aritmética da temperatura mais alta e mais baixa que existe na fase líquida do elemento de volume individual i em msi = a quantidade total de monômeros (met)acrílicos presentes no volume da fase líquida presente no elemento de volume individual i, mi = a quantidade total da corrente de massa de fase líquida conduzida fora do elemento de volume individual i, e

com a condição de que a soma de todos os elementos de volume individuais i não inclui nem elementos de volume i tendo uma massa de fase líquida mj presente neste e mj/mj ≥ 100 h, como elementos de volume de espaço individual inativo, nem elementos de volume individuais i que não têm fase líquida, e a quantidade total da fase líquida presente nos elementos de volume individuais de espaço inativo não é maior do que 5% em peso da fase líquida total presente no espaço de separação; e em que, quando compostos químicos individuais conduzidos através do pelo menos um espaço de separação passam através do pelo menos um espaço de separação, menos do que 20 % em mol, em cada caso com base na quantidade total do composto químico individual particular conduzido todo no pelo menos um espaço de separação, é quimicamente mudado, excluindo a adição de Michael dos monômeros (met)acrílicos.

2. Processo de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que X: Y é ≥ 8.

3. Processo de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que o volume total enchido com a fase líquida no espaço de separação é ≥ 5 m3.

4. Processo de acordo com qualquer uma das reivindicações de 1 a 3, caracterizado pelo fato de que a temperatura de pelo menos parte da fase líquida no espaço de separação é ≥ 100° C.

5. Processo de acordo com qualquer uma das reivindicações de 1 a 4, caracterizado pelo fato de que pelo menos um monômero (met)acrílico é selecionado do grupo que consiste de acroleína, metacroleína, ácido acrílico, ácido metacrílico, acrilato de hidroxietila, metacrilato de hidroxietila, acrilato de hidroxipropila, metacrilato de hidroxipropila, acrilato de glicidila, metacrilato de glicidila, acrilato de metila, metacrilato de metila, acrilato de n- butila, acrilato de isobutila, metacrilato de isobutila, metacrilato de n-butila, acrilato de terc-butila, metacrilato de terc-butila, acrilato de etila, metacrilato de etila, acrilato de 2-etilexila, metacrilato de 2-etilexila, metacrilato de N,N-dimetilamino e acrilato de N,N-dimetilaminoetila.

6. Processo de acordo com qualquer uma das reivindicações de 1 a 5, caracterizado pelo fato de que o tort é ≤ 15 h.

7. Processo de acordo com qualquer uma das reivindicações de 1 a 6, caracterizado pelo fato de que o t01t é ≤ 10 h.

8. Processo de acordo com qualquer uma das reivindicações de 1 a 7, caracterizado pelo fato de que o pelo menos um espaço de separação compreende a coluna de separação tendo bandejas de transferência de massa como elementos internos de separação.

9. Processo de acordo com qualquer uma das reivindicações de 1 a 8, caracterizadopelo fato de que o pelo menos um trocador de calor por circulação é um evaporador por circulação.

10. Processo de acordo com qualquer uma das reivindicações de 1 a 9, caracterizadopelo fato de que o pelo menos um trocador de calor por circulação é um evaporador por circulação direta.

11. Processo de acordo com qualquer uma das reivindicações de 1 a 10, caracterizadopelo fato de que o processo de separação térmica é uma condensação fracionai de uma mistura de gás de produto de uma oxidação em fase gasosa parcial heterogeneamente catalisada de propeno e/ou propano ao ácido acrílico.

12. Processo de acordo com qualquer uma das reivindicações de 1 a 11, caracterizadopelo fato de que o tort é ≤ 10 h, a mistura que compreende monômeros (met)acrílicos é a mistura de gás de produto de uma oxidação em fase gasosa parcial heterogeneamente catalisada de propeno e/ou propano ao ácido acrílico e tem um teor de ácido acrílico de 5 a 15 % em peso e a pelo menos uma corrente que é conduzida fora do espaço de separação com a proporção mais alta em peso de monômeros (met)acrílicos é ácido acrílico bruto tendo um teor de ácido acrílico de ≥ 95 % em peso.

13. Processo de acordo com a reivindicação 8, caracterizado pelo fato de que as bandejas de transferência de massa da coluna de separação, do fundo ao topo, são inicialmente bandejas de fluxo duplo, depois bandejas de fluxo transversal hidraulicamente vedadas e, finalmente, bandejas de válvula.