BRPI0919889B1 - processo para produzir um ácido dicarboxílico aromático - Google Patents

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(54) Título: PROCESSO PARA PRODUZIR UM ÁCIDO DICARBOXÍLICO AROMÁTICO (51) Int.CI.: C07C 51/265; C07C 51/44; C07C 63/24; C07C 63/26; C07C 63/15 (30) Prioridade Unionista: 09/09/2009 US 12/556,101, 31/10/2008 US 61/110,235 (73) Titular(es): GRUPO PETROTEMEX, S. A. DE C. V.

(72) Inventor(es): RAYMOND ELBERT FOGLE III; RONALD BUFORD SHEPPARD; TIMOTHY ALAN UPSHAW; ALAN GEORGE WONDERS (85) Data do Início da Fase Nacional: 29/04/2011

1/51 “PROCESSO PARA PRODUZIR UM ÁCIDO DICARBOXÍLICO AROMÁTICO” FUNDAMENTOS [0001] É conhecido recuperar a preponderância de solvente vaporizado de gás de saída de reação passando através de pelo menos um meio de resfriamento, absorção, e/ou destilação para produzir um solvente liquefeito recuperado. É geralmente desejável maximizar a recuperação de gás de saída de reação de compostos vaporizados contendo pelo menos uma ligação hidrocarbila, aqui chamada de “compostos de hidrocarbila”, “compostos voláteis orgânicos”, e “VOC”. [0002] É conhecida a utilização de pelo menos um meio de destilação para remover a partir de um solvente recuperado uma quantidade do excesso de água, que é coproduzida em grandes quantidades pela oxidação parcial de pX. Vários projetos são conhecidos por usar a energia derivada da oxidação parcial de pX para pelo menos uma porção da entrada de energia necessária para operar um meio de destilação.

[0003] A expressão “água de formação de TPA” é aqui definida aqui como 0,340 kg de água por quilo de alimentação comercial de pureza pX. Isto vem da reação desejada formando TPA de pX de acordo com a estequiometria: pX + 3 O2 produz TPA + 2 H2O. Sem prejuízo que pequenas quantidades de impurezas existentes no pX de pureza comercial e que uma pequena quantidade de pX é sub-oxidada e/ou sobre-oxidada, modernas instalações de fabricação produzem pX de pureza comercial que compreende quantidades muito baixas de impurezas e convertem tais alimentações em TPA bruto e/ou purificado com rendimentos muito elevados. De preferência, o rendimento global do produto sólido de TPA, bruto e/ou purificado, é pelo menos cerca de 96, ou 97, ou 98, ou 99 porcento em mol com base na massa de alimentação pX de pureza comercial dividido pelo peso molecular de 106,16 g/mol. Preferencialmente, a alimentação pX de pureza comercial compreende pelo menos cerca de 0,990, ou 0,995, 0,997, ou 0,998 ou fração de massa de pX.

[0004] É também conhecido recuperar energia, tanto a energia térmica quanto o trabalho de eixo mecânico, a partir de uma porção do gás de saída em várias combinações juntamente com a recuperação de solvente vaporizado. Um método

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2/51 conhecido para a recuperação de energia é usar pelo menos uma porção de gás de saída para ferver um fluido de trabalho, por exemplo, água ou pentano, para produzir um vapor. Este vapor é usado para transferência de calor para outro usuário, ou o vapor é reduzido em pressão através de um expansor, tipicamente uma turboexpansor, para produzir uma saída de trabalho do eixo. A recuperação de energia a partir de um turbo-expansor pode ser convertida diretamente para trabalho mecânico, tal como o acionamento de um compressor de fornecimento de ar ou outras máquinas que se deslocam, ou a energia elétrica pelo acionamento de um gerador elétrico rotativo ligado a uma rede de distribuição de energia e consumo. [0005] Outro método conhecido para a recuperação de energia é passar pelo menos uma porção do gás de saída que compreende dinitrogênio através de um turbo-expansor. A recuperação de energia a partir de um turbo-expansor pode ser convertida diretamente em trabalho mecânico, tal como o acionamento de um compressor de ar ou outras máquinas que se deslocam, ou a energia elétrica pelo acionamento de um gerador elétrico rotativo ligado a uma rede de distribuição de energia e consumo.

[0006] É também conhecido enviar uma porção significativa de água em forma de vapor no gás de saída para um meio de destruição oxidativa térmica (TOD) em que gases tóxicos e poluentes de VOC, por exemplo, monóxido de carbono, ácido acético, acetato de metila, para-xileno, e brometo de metila, são convertidos em efluentes ambientalmente mais aceitáveis, por exemplo, vapor d'água e dióxido de carbono. Alguns sistemas de convenção divulgam expulsar “a água de reação” em forma de vapor de um reator de oxidação de para-xileno em um dispositivo de destruição térmica para a remoção de poluentes nocivos.

SUMÁRIO [0007] Verificou-se que modalidades preferidas não contempladas no estado da técnica. Modalidades da presente invenção podem fornecer uma quantidade maior de recuperação de energia do trabalho do eixo a partir de gás de saída de reação de determinados meios de reação de oxidação, seja para geração de energia elétrica ou diretamente para usos mecânicos, e/ou expulsão de um vapor d'água de uma

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3/51 quantidade ainda maior do que a água de formação de TPA, e/ou um TOD de autosustentação (auto-abastecimento). Certas modalidades da invenção podem ainda fornecer uma facilidade combinada para pX-a-TPA-a-PET que produz eficazmente nenhuma água residual líquida.

[0008] Em uma modalidade preferida, a invenção compreende passar substancialmente todo o gás de saída de reação de oxidação, incluindo as fontes primárias e secundárias do reator de oxidação com ambas alimentações de pX e mX, através de um sistema de destilação compartilhada de recuperação de solventes, seguida por uma fase de superaquecimento e, em seguida através de um turbo-expansor de 2 estágios que compreende aquecimento interestágios a fim de produzir uma quantidade maior de trabalho do eixo. Esta configuração permite exportar energia elétrica além do consumo dos compressores de ar e bombas de suspensão e líquidos do processo. Vapor a pressão reduzida do condensado nos aquecedores do turbo-expansor é usado em outra parte do processo de TPA. Após o turbo-expansor, uma parte do vapor d'água é condensada a partir do gás de saída de reação de oxidação para fornecer água em estado líquido para o processo de usos diversos, e o equilíbrio do vapor d'água é deixado no gás de saída, que é enviado para um meio TOD. Opcionalmente, queima direta de combustível é usada para aquecer o gás de saída, ao invés de aquecimento a vapor, para fornecer o superaquecimento dentro de um turbo-expansor. Opcionalmente, a pressão de saída de um turbo-expansor é reduzida por recomprimir o gás de saída depois de ter passado através de um meio de condensador e meio líquido de divisão.

[0009] Além disso, as seguintes modalidades são as preferidas para outros aspectos do processo inventivo:

• É preferido que o valor do óleo combustível suficiente fosse deixado no gás de saída tal que sua redução em um ambiente de TOD, de preferência um Oxidante térmico Regenerativo (RTO), é substancialmente, de preferência mais completo, auto-aquecido, sem adição de combustíveis que não estão presentes no gás de saída de reação. Ainda é mais preferido que uma quantidade substancial deste

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4/51 valor de óleo combustível venha do acetato de metila (MeOAc), um subproduto conhecido de oxidação do pX em ácido acético. Verificouse como manter a formação de acetato de metila suficientemente baixo de modo que o capital considerável e custo operacional para isolar o acetato de metila e de recuperar por hidrólise o teor de ácido acético não são justificados quando considerado contra a adição de combustível adquirido para um RTO.

• A água condensada é frequentemente formada a partir de vapor d'água ambiente em sistemas de compressão fornecendo ar ambiente para reatores de oxidação TPA, e essa água é potencialmente contaminada com lubrificantes e fluidos de vedação. É preferido que a água condensada do ambiente seja admitida para líquidos de processo TPA, por exemplo, como a água de purificação, a água de resfriamento brusco, a água de refluxo, ou seja utilizada como água de utilidade, por exemplo, como água de refrigeração da torre de resfriamento, ao invés de ser enviada diretamente para uma unidade de tratamento de águas residuais líquidas.

• Após a remoção e/ou destruição térmica de VOC em gás de saída, muitas locais exigem a remoção de brometo de hidrogênio a partir de tal gás de saída tratado antes da libertação para o ambiente. Esta purificação geralmente é feita por purificação aquosa para produzir um sal de bromo, por exemplo, usando uma solução aquosa de hidróxido de sódio e bissulfito de sódio para purificar e para a produção de brometo de sódio. Verificou-se que a água de purga usada para controlar o teor de sólidos dissolvidos na água de purificação é vantajosamente usada como água de utilidades, como por exemplo, água de arrefecimento de torre de refrigeração, ao invés de formar águas residuais líquidas.

• Um processo também produz água de reação de formação de PET, e esta água é frequentemente contaminada com compostos de vários

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VOC, por exemplo,etileno glicol, acetaldeído, e vários dioxolanos. É preferido que pelo menos uma porção de água contaminada de um processo de PET seja processada em uma unidade comum partilhada junto com a água da formação de TPA de uma unidade de TPA adjacente. Preferencialmente, dita água contaminada pela formação de PET é ou deixou sair em forma de vapor da dita unidade de PET para tratamento ou ele é convertido para uma forma de vapor usando pelo menos uma parte da energia térmica da dita unidade de TPA adjacente. Mais de preferência, água a partir de reações de formação de PET é processada em um TOD comum compartilhado junto com a água de formação de TPA.

[0010] Sozinha, ou em várias combinações, as invenções descritas aqui podem fornecer uma unidade de produção de PX-a-TPA muito baixos, mesmo nulo, tratamento ambiental que requerem água residual por unidade de produção da TPA. Além disso, a invenção pode fornecer uma unidade de pX-a-TPA-a-PET de produção muito baixa, mesmo nula, águas residuais líquidas que requerem tratamento ambiental por unidade de produção de PET.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS [0011] A figura 1 ilustra modalidades dos exemplos da presente invenção. DESCRIÇÃO DETALHADA DAS MODALIDADES PREFERIDAS [0012] As invenções aqui podem ser combinadas com as descrições dos pedidos US 20070293699 e 20060047158 (as descrições inteiras da qual são aqui incorporadas por referência) para um meio de reação de processo de reação de oxidação preferencial, médio e meios para converter pX a TPA. Estas descrições de referência compreendem numerosas características mecânicas preferidas e condições de processo para a oxidação primária, com as condições do processo especialmente incluindo temperaturas e gradientes, as pressões e gradientes, fluxos, composições e gradientes, agitação e tempos de residência e distribuições. Os usos aqui para “composto oxidável”, “solvente”, “oxidante”, “meio de reação”, e “hidrocarbila” estão de acordo com as referências acima.

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6/51 [0013] As invenções aqui são mais preferidas quando pelo menos uma parte do gás de saída de um meio secundário de reação de oxidação é combinada com pelo menos uma parte do gás de saída de um meio primário de reação de oxidação antes do processamento em uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. Um meio de reação secundária é aquele que recebe mais de sua alimentação de substrato aromático de um reator de oxidação a montante que pode ser um meio de reação de oxidação primária e/ou outro meio de reação secundária. Ver US 20070155985 e 20070208191 para descrições de um reator de oxidação secundária otimizada em torno de reação adicional do substrato da fase líquida de aromático que entra, incluindo os benefícios de operar em variações de processo selecionado que compreende temperaturas, pressões, vazões, composições, agitação, tempos de residência e distribuições, balanço contra vários custos, especialmente incluindo sobre-oxidação do substrato, produto, e solvente. Aqui, esse tipo de reator de oxidação secundária é referido como um “reator pós-reator”. Também, ver US 20070208190 e 20070219393 para descrições de um reator de oxidação secundária otimizado em torno de reação adicional do substrato aromático de fase sólida que entra, incluindo os benefícios de operar em variações de processo selecionado que compreende temperaturas, pressões, vazões, composições, agitação, tempos de residência e distribuição, balanço contra vários custos, especialmente incluindo sobre-oxidação do substrato, produto e solvente. Aqui, este tipo de reator de oxidação secundária é referido como um “reator de digestão”.

[0014] Quando energia intencionalmente produzida, especialmente a energia do eixo, por combustão (queima oxidativa) de compostos essencialmente compreendendo ligações de hidrocarbila (combustíveis), a temperatura da dita combustão muitas vezes é empurrada tão alto quanto possível mecanicamente, a fim de maximizar a recuperação de energia de acordo com os princípios conhecidos da termodinâmica. Por outro lado, ao conduzir uma oxidação catalítica parcial, para formar um produto químico, a temperatura e a pressão do meio de reação é normalmente definida para controlar os rendimentos do resultado, conversões, e purezas do produto. Oxidações catalíticas da presente invenção são suficientemente

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7/51 rápidas que um grande cuidado é necessário para manter as concentrações adequadas de fase líquida do dioxigênio dissolvido, e isso faz com que uma preferência por pressões do sistema mais elevadas para proporcionar maiores pressões parciais de dioxigênio em fase gasosa.

[0015] Apesar destas preferências gerais para a temperatura mais elevada para a recuperação de energia e de maior pressão para a pureza do produto TPA, verificou-se que é preferido operar pelo menos uma porção de um meio primário de reação de oxidação com as seguintes pressões moderadas e temperaturas, mesmo quando recuperando uma quantidade melhorada de potência no eixo e até mesmo durante a expulsão de maiores quantidades de águas residuais na forma de vapor. É preferido operar pelo menos uma porção do meio de reação de oxidação primária com uma pressão inferior a cerca de 12, 10, 8, 7 bar atmosférico. É preferido operar pelo menos uma porção do meio de reação de oxidação primária com uma pressão de pelo menos cerca de 2, ou 3, ou 4, ou 5 bar atmosférico. É preferido operar pelo menos uma parte da mídia principal reação de oxidação com uma temperatura de menos de cerca de 200, ou 190, ou 180, ou 170°C. É preferido operar pelo menos uma porção do meio de reação de oxidação primária com uma temperatura de pelo menos cerca de 120, ou 130, ou 140, ou 150°C, ou 155°C, ou 160°C. Verificou-se que é preferido gerar os maiores volumes e massas de vapor possível na saída de gases de saída provenientes do meio de reação enquanto satisfaz o balanço de energia conforme requerido para obter temperaturas e pressões de reação preferidas. Indesejavelmente, a geração de quantidades maiores de vapor aumenta a dificuldade de desengatar líquidos e sólidos do gás de saída a partir da saída de um meio de reação. Indesejavelmente, esse aumento no gás de saída aumenta os diâmetros e os volumes de condutos e equipamentos de processamento de reação do gás de saída, o que inclui, especialmente, a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. Indesejavelmente, o meio de reação de oxidação da presente invenção produz um gás de saída que é suficientemente corrosivo para exigir materiais de construção extraordinariamente caros, muitas vezes compreendendo titânio. Indesejavelmente, o aumento do fluxo de vapor de meio de reação que sai é

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8/51 muito atenuado em massa e volume durante o processamento em uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação, onde a preponderância da porção hidrocarbila de solvente é recuperada. No entanto, verificou-se que um aumento da quantidade de vapor de solvente formado na reação do gás de saída pode ser sustentado em parte como um aumento da quantidade de vapor, compreendendo, essencialmente, de água, saindo de uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação e entrando em um turbo-expansor do gás de saída, muitas vezes fornecendo uma vantagem econômica global em recuperação de energia do eixo que, surpreendentemente, veio compensar o aumento dos outros custos operacionais e os aumentos no custo de capital. Em uma modalidade da presente invenção gás de saída exaurido de hidrocarbila produzido a partir da coluna de recuperação de solventes compreende pelo menos 10, ou 15, ou 20, ou 30, ou 35, ou 40, ou 45, ou 50 por cento em peso de vapor d'água com base na corrente de gás de saída exaurido de hidrocarbila. Em outra modalidade da invenção gás de saída exaurido de hidrocarbila produzido a partir da coluna de recuperação de solventes compreende menos de 4, ou 3, ou 2, ou 1 por cento em peso de ácido acético com base na corrente de gás de saída exaurido de hidrocarbila.

[0016] Os compostos de vapor na reação do gás de saída compreende vapor d'água mais VOC. Compostos gasosos não condensáveis na reação do gás de saída compreendem dinitrogênio, dioxigênio, monóxido de carbono, dióxido de carbono, e di-hidrogênio. Aplicando vários aspectos da presente invenção, verificouse que é possível e preferido operar um processo de oxidação parcial pX com quantidades aumentadas de compostos de vapor na reação do gás de saída, como se segue. É preferido que os compostos de vapor em uma reação do gás de saída sejam pelo menos cerca de 0,67, ou 0,72, ou 0,75, ou 0,77 kg por quilograma de gás de saída da reação. É preferido que os compostos de vapor em uma reação do gás de saída são pelo menos cerca de 12,4 ou 13,2 ou 13,8 ou 14,2 kg por quilograma de pX alimentados ao meio de reação de oxidação correspondente.

[0017] Para alcançar tais grandes quantidades de vapor na reação do gás de saída, verificou-se que é preferido suprimir muito as perdas ambientais e remover o

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9/51 calor intencional de um meio de reação de oxidação da presente invenção através de condutores, isolando as superfícies limites, apesar de que a reação de oxidação é altamente exotérmica e requer grande refrigeração. É preferido isolar tal que, pelo menos, cerca de 70 ou 90, ou 95, ou 99 porcento da área de superfície ambiente exposta de vasos e/ou condutos que contenham pelo menos uma porção do meio de reação de oxidação são cobertos com pelo menos cerca de 0,01 ou 0,02, ou 0,04, ou 0,08 metros de espessura de material de isolamento. É preferido que as perdas de energia térmica através da área de superfície ambiente exposta de condutos e/ou vasos que contenham pelo menos uma porção do meio de reação de oxidação são menos do que cerca de 40, ou 20, ou 10, ou 5 watts por quilograma de pX alimentados com correspondente meio de reação de oxidação. É preferido limitar resfriamento de pelo menos uma porção do meio de reação de oxidação por fluidos de refrigeração de utilidade, por exemplo, água e ar, através de superfícies condutoras, isoladas, limite de troca de calor tais que a remoção de energia térmica é inferior a cerca de 100, ou 10, ou 0,1, ou 0,01 watts por quilograma de pX alimentados ao meio de reação de oxidação correspondente.

[0018] Para atingir tais grandes quantidades de vapor na reação do gás de saída, os inventores, além disso, descobriram que é preferido que alimentações para um meio de reação de oxidação são tão quentes quanto possível, uma vez mais, apesar de que tal reação de oxidação é altamente exotérmica e requer grande refrigeração. É preferido que alimentação oxidante a, pelo menos, um meio de reação de oxidação é ar comprimido no qual o resfriamento é minimizado após a etapa de sair final de compressão. É preferido que, pelo menos, cerca de 50, ou 70, ou 90, ou 99 porcento da massa do dito ar comprimido atinge um meio de reação de oxidação com uma temperatura de pelo menos cerca de 60, 70, 80, 90°C. É preferido que, pelo menos, cerca de 50, ou 70, ou 90, ou 99 porcento da massa do dito ar comprimido atinge um meio de reação de oxidação com uma temperatura de, pelo menos, cerca da temperatura de descarga de um compressor de ar correspondente de menos 40, ou 20, ou 10, ou 5°C. É preferido isolar de tal forma que pelo menos cerca de 50, ou 70, ou 90, ou 95 porcento da área de superfície do

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10/51 ambiente exposta, de condutos, vasos e controles para liberar dito ar comprimido são cobertos com pelo menos cerca de 0,005, ou 0,01 ou 0,02, ou 0,04 metros de espessura de isolamento.

[0019] É preferido que o solvente seja recuperado a partir da reação do gás de saída em pelo menos uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação e, em seguida, retornado para um meio de reação de oxidação com uma temperatura que está acima da temperatura ambiente e perto da temperatura do meio de reação correspondente. Ou seja, é preferido que os compostos de hidrocarbila sejam condensados a partir da reação do gás de saída, devidamente desidratados, e retornados ao meio de reação, sem ser muito mais frio do que o gás de saída de. Mais preferivelmente, este solvente recuperado a quente é fornecido com umas quantidades limitadas de energia térmica através de condutores, isolando as superfícies limites de troca de calor. Como é descrito noutro local neste documento, este resultado é obtido por limitação de forma adequada da quantidade de energia térmica removida na dita recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. É preferido que, pelo menos, cerca de 40, ou 60, ou 80, ou 90 porcento em peso do dito solvente recuperado seja fornecido a um meio de reação de oxidação com uma temperatura de menos de cerca de 200, ou 190, ou 180, ou 170°C, uma vez que é preferido não transferir a energia térmica em solvente recuperado a uma temperatura maior do que a temperatura do meio de reação de oxidação preliminar. É preferido que, pelo menos, cerca de 40, ou 60, ou 80, ou 90 porcento em peso do dito solvente recuperado seja fornecido a um meio de reação de oxidação com uma temperatura de, pelo menos, cerca da temperatura do gás de saída da reação menor que cerca de 80, ou 40, ou 20, ou 10°C. É preferido que, pelo menos, cerca de 40, ou 60, ou 80, ou 90 porcento em peso do dito solvente recuperado seja fornecido a um meio de reação de oxidação com uma temperatura de pelo menos cerca de 60, ou 90, ou 120, ou 140°C. É preferido que pelo menos cerca de 40, ou 80, ou 90, ou 98 porcento da entrada de energia térmica líquida para a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação vem diretamente do fluxo de entrada de gás de saída de reação, sem transferência de energia térmica através de

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11/51 condutores, isolando, as superfícies limites de troca de calor. É preferido que, pelo menos, cerca de 40, ou 60, ou 80, ou 90 porcento em peso de tais saídas de solvente recuperado de uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação com uma temperatura de, pelo menos, cerca da temperatura do gás de saída de reação correspondente menor que cerca de 80, ou 40, ou 20, ou 10°C, enquanto sendo processado no mesmo usando uma entrada de energia térmica através de condutores, isolando as superfícies limites de troca de calor de menos de cerca de 100, ou 30, ou 10, ou 3 quilocalorias por quilograma de solvente recuperado entra em um meio de reação correspondente com uma entrada de energia térmica através de condutores, isolando as superfícies limites de troca de calor de menos de cerca de 100, ou 30, ou 10, ou 3 quilocalorias por quilograma de solvente recuperado. É preferido isolar tal que pelo menos cerca de 70, ou 90, ou 95, ou 99 porcento da área de superfície do ambiente exposta de vasos e/ou condutos que contenham pelo menos uma parte do solvente recuperado são cobertos com pelo menos cerca de 0,01, ou 0,02, ou 0,04, ou 0,08 metros de espessura de material de isolamento. [0020] É preferido que solvente filtrado recuperado da filtração e lavagem do TPA sólido é retornado para um meio de reação de oxidação com temperatura elevada fornecidas por transferência de energia térmica através de condutores, isolando as superfícies limites de troca de calor. Solvente filtrado é solvente da separação mecânica e/ou lavagem de TPA de uma suspensão. Um dos meios para a obtenção de solvente filtrado é filtração e lavagem da suspensão de TPA por qualquer meio conhecido na técnica de filtração, mas todas as outras separações mecânicas conhecidas na técnica são contempladas para produzir solvente filtrado, por exemplo, precipitação, centrífugas, hidrociclones, e assim por diante.

[0021] Antes de retornar a um meio de reação de oxidação, é preferível resfriar, pelo menos, cerca de 40, ou 60, ou 70, ou 80 porcento em peso do dito solvente filtrado a uma temperatura de menos de cerca de 100, ou 80, ou 70, ou 60°C. Isto de modo útil reduz a solubilidade de TPA na suspensão, e de modo útil reduz a corrosividade do solvente filtrado de modo que materiais menos caros de construção podem ser usado para condutos, vasos, bombas, e outros equipamentos e controles

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12/51 que compreendem o armazenamento e processamento do solvente filtrado. Entre os materiais adequados para construção para dito solvente filtrado de refrigeração compreende vários metais e ligas com moderada resistência à corrosão, tal como aço inoxidável ou aços duplex, como alternativas para titânio e outros mais caros, ametais e ligas altamente resistentes à corrosão.

[0022] No entanto, é mais preferido que, pelo menos, cerca de 40, ou 60, ou 70, ou 80 porcento em peso do dito solvente filtrado é fornecido ao meio de reação de oxidação com uma temperatura de admissão de pelo menos cerca de 60, ou 90 ou 120 ou 140°C. É preferido o uso de energia solar, energia térmica do gás de saída, e/ou energia térmica a partir de condensação de vapor a uma pressão de menos de cerca de 60, ou 20, ou 8, ou 4 bar atmosférico para aquecer cerca de 40, ou 60, ou 70, ou 80 porcento em peso do dito solvente filtrado por pelo menos cerca de 10, ou 20, ou 40, ou 60°C antes da alimentação em um meio de reação de oxidação. É preferido transferir esta energia térmica em solvente filtrado através de condutores, isolando as superfícies limites de troca de calor.

[0023] É preferido que pX seja alimentado a um meio de reação de oxidação com temperatura elevada. É preferido que, pelo menos, cerca de 40, ou 60, ou 70, ou 80 porcento em peso de tais alimentações de pX sejam fornecidas a um meio de reação com uma entrada de temperatura de pelo menos cerca de 60, ou 90, ou 120, ou 140°C. É preferido o uso de energia solar, energia térmica do gás de saída, e/ou energia térmica a partir de condensação de vapor a uma pressão de menos de cerca de 60, ou 20, ou 8, ou 4 bar atmosférico para aquecer cerca de 40, ou 60, ou 70, ou 80 porcento em peso do dito pX a pelo menos cerca de 10, ou 20, ou 40, ou 60°C acima da armazenagem a granel e/ou temperatura ambiente antes da alimentação em um meio de reação de oxidação. É preferido transferir esta energia térmica em pX através de condutores, isolando as superfícies limites de troca de calor.

[0024] Separadamente ou em combinação, as temperaturas mais quentes de alimentação de ar comprimido, solvente recuperado, solvente filtrado e/ou pX requerem o fornecimento aumentado do fluxo de líquido em um reator de oxidação, a fim de manter seu balanço energético, a fim de atingir temperaturas e pressões de

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13/51 operação preferidas. Com alimentações mais quentes, mais do calor da reação é removido na forma de calor latente de vaporização do solvente, em vez de aquecimento sensível de alimentações, e uma quantidade aumentada de alimentação de solvente líquido sai do reator de oxidação como vapor de solvente em reação de gás de saída. Indesejavelmente, fornecendo quantidades aumentadas de alimentação de solvente líquido requer bombas mais caras, condutos e controles junto com quantidades aumentadas de energia de bombeamento.

[0025] Para a compressão de ar ambiente, elevando as temperaturas de fornecimento omitindo um pós-resfriamento aumenta a quantidade de vapor d'água que entra no processo de oxidação, a menos que um meio de dessecação seja fornecido diferente do resfriamento. Essa adição de água deve, eventualmente, ser separada e expulsa do processo de oxidação junto com a água de formação de TPA, a fim de manter a composição desejada de solvente. Além disso, quando tal água adicionada é eventualmente expulsa, quer como vapor ou líquido ou sólido, alguma massa contendo carbono, comprada é muitas vezes perdida por coincidência, e uma carga de águas residuais é adicionada eventualmente criada de acordo com a técnica anterior. Assim, o vapor d'água de entrada adicional em ambiente de ar comprimido pode ser visto como duplamente indesejável, criando um potencial de perda de carbono e um aumento das águas residuais.

[0026] No entanto, usando as invenções aqui descritas noutro local no documento para expulsar quantidades aumentadas de água como vapor e de uso limitado, quantidades coincidentes de VOC como óleo combustível em um TOD, verificou-se um benefício positivo líquido para deixar quantidades selecionadas de vapor d'água em ar ambiente comprimido utilizado para alimentação de oxidante. Assim, é preferido que, pelo menos, cerca de 70, ou 80, ou 90, ou 95 porcento em peso de alimentação oxidante, pelo menos, um meio de reação de oxidação da presente invenção compreende pelo menos cerca de 0,01 ou 0,03, ou 0,04, ou 0,05 kg de água por quilograma de pX alimentado para o meio de reação de oxidação correspondente e menos que cerca de 0,12, ou 0,10, ou 0,08, ou 0,07 kg de água por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente.

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14/51 [0027] Depois de sair de um meio de reação de oxidação, mais preferivelmente um meio de reação de oxidação primária, é preferido usar pelo menos uma porção do gás de saída para gerar uma quantidade de trabalho do eixo usando um ou mais meios de turbo-expansor. O meio de turbo-expansor, ou simplesmente turboexpansor, é uma ou mais etapas do turbo-expansor apresentada em série, opcionalmente com um ou mais meios de aquecimento interestágios. A saída de gás de saída na fase mais baixa de pressão de um turbo-expansor, antes de novas etapas do processo, é aqui referida como turbo-expansor de gás de saída. É preferido localizar pelo menos uma etapa do turbo-expansor tal que é mecanicamente ligado a pelo menos uma etapa de compressão para o fornecimento de oxidante para o ar ambiente. Essa ligação está convenientemente fornecida por um eixo de rotação mecânica e/ou caixa de engrenagens.

[0028] A fim de maximizar a potência de eixo, que é desejável para minimizar a perda de pressão e energia térmica a partir do gás de saída antes de entrar em um turbo-expansor. No entanto, existem demandas concorrentes para o consumo de energia de pressão e temperatura a fim de recuperar o solvente e remover quantidades adequadas de água em uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. Além disso, as necessidades de capital de custo para a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação aumenta enormemente na redução da pressão preferida para a saída de um meio de turbo-expansor, para os volumes de gás de saída se tornar extremamente grande.

[0029] Conforme descrito aqui, verificou-se que combinações de características que permitem e equilibrar o consumo de energia de pressão e temperatura da reação do gás de saída em uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação contra a recuperação da potência do eixo de gás de saída em um meio turbo-expansor. Verificações e descrições para permitir uma recuperação preferida de solventes e/ou meios de desidratação estão contidas aqui no presente documento. Antes de continuar com eles, os aspectos preferenciais pertencentes a um meio turbo-expansor são descritos.

[0030] Atenção é direcionada para faixas de pressão preferidas relativas às

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15/51 entradas de fluxos para etapas do turbo-expansor. É preferido que a pressão na saída do gás de saída gás de uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação é reduzida em menos de cerca de 2, ou 1, ou 0,5, ou 0,2 bar de pressão estática avaliada a partir da qual reação do gás de saída é formada perto de uma superfície superior do meio de reação. É preferido que a perda de pressão por atrito fluindo através de um meio de aquecimento opcional significa fornecer energia térmica para o gás de saída entre uma saída de uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação e uma entrada de um turbo-expansor é menor de cerca de 32.000, ou 16.000, ou 8.000, ou 4.000 Pascal. É preferido que a pressão do gás de saída com uma entrada para uma primeira etapa do turbo-expansor é reduzida em menos de cerca de 2, ou 1, ou 0,5, ou 0,2 bar de pressão estática avaliada a partir da qual reação do gás de saída é formada perto de uma superfície superior do meio de reação. É preferido que a pressão na entrada, pelo menos na etapa do turboexpansor é de pelo menos cerca de 2, ou 3, ou 4, ou 5 bar atmosférico. É preferido que a pressão na entrada para uma etapa do primeiro turbo-expansor é menor do que cerca de 12, ou 10, ou 8, ou 7 bar atmosférico. É preferida a perda de pressão por atrito que flui em quaisquer condutos entre estágios e etapas do processo, como meio de troca de calor, somados entre a entrada para um primeiro estágio do turboexpansor e da saída de um último estágio é menor que cerca de 64.000, ou 32.000 ou 16.000, ou 8.000 Pascal.

[0031] Embora seja desejável minimizar a distância entre a saída do gás de saída proveniente da recuperação de solventes e/ou meio de desidratação para a entrada de um turbo-expansor, a fim de minimizar a perda de energia térmica para fora através do isolamento e da perda de energia de pressão por perda de atrito fluindo, os verificou-se que é preferido localizar a entrada de gás de saída para um turbo-expansor dentro de menos de cerca de 40, ou 30, ou 20, ou 10 metros medidos para cima em torno do nível. Isso maximiza a reconversão da cabeça de elevação de gás de saída para a pressão estática na entrada do turbo-expansor, uma vez que a elevação do gás de saída saindo da recuperação de solventes e/ou meios de desidratação pode ser superior a 50 metros acima do nível.

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16/51 [0032] Para uma maior recuperação da potência do eixo, é preferido minimizar a pressão de retorno em um turbo-expansor. Pressão de retorno reduzida ajuda a maximizar a recuperação de potência do eixo com um turbo-expansor maximizando a razão de descompressão e do volume de saída de gás. No entanto, turboexpansor do gás de saída da presente invenção tem outras necessidades competitivas. No mínimo, a pressão deve ser fornecida para fluir através de condutos, controles e equipamentos diversos, compreendendo frequentemente um meio de condensação e um meio de tratamento do meio ambiente, antes da liberação ao meio ambiente. Produzindo gás de saída do turbo-expansor em baixas pressões provoca grandes dificuldades com projetos e custo de capital nestes processos a jusante. A maior pressão para o gás de expansão do turbo-expansor é indicado para facilitar a condensação de quantidades preferidas de água e de VOC, em especial nos projetos de processo preferindo condensar (substancialmente) “todos” do vapor d'água na expansão do gás de saída. Com pressões mais baixas, condensando partes apropriadas do vapor de água e de VOC proveniente de gás de saída do turbo-expansor é difícil ou impossível atingir usando fluidos de resfriamento utilitário com temperaturas próximas a ambiente, e refrigerar fluidos de resfriamento utilitários é indesejável para tais taxas de grande calor. Além disso, o tamanho físico exigido de um meio de troca de calor é reduzido se mais pressão é mantida no gás de saída do turbo-expansor, devido aos coeficientes de troca de calor melhorada, para a diferença de temperatura melhorada com qualquer temperatura de fornecimento de fluido de resfriamento utilitário, e ao gerenciamento de velocidade, variação de pressão, e fluxo de distribuição dentro do dito meio de troca de calor. Mesmo depois da condensação de maior parte ou mesmo preponderância de vapor d'água e de VOC, as pressões mais baixas para o gás de saída do turbo-expansor continuam a significar tamanhos maiores para outros condutos à jusante, controles e equipamentos. Além disso, alguns projetos de processos preferem usar gás de expansão de expansor ou gás de saída de condensador para converter pó do produto de TPA, e isso pode causar uma outra necessidade de aumento da pressão de retorno do turbo-expansor.

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17/51 [0033] De acordo com um aspecto da presente invenção, verificou-se que os projetos descritos para condutos de gás de saída, controles, meios de trocadores de calor, meios de TOD e meios de purificador permite as seguintes condições de pressão preferidas na saída de um gás de saída do turbo-expansor. É preferido que a pressão do gás de saída do turbo-expansor seja menor do que cerca de 0,9, ou 0,6 ou 0,4 ou 0,3 bar manométrico. É preferido que a pressão do gás de expansão do turbo-expansor seja de pelo menos cerca de 0,05, ou 0,10, ou 0,15, ou 0,20 bar manométrico, com este aspecto fornecendo energia de pressão suficiente para o fluxo do gás de saída do turbo-expansor por condutos descritos, controles e equipamentos e compreendendo condensador de gás de saída, condensado de removedor de turvação e de removedor de turvação, TOD e purificador, embora não compreenda uma etapa de recompressão, antes da liberação ao meio ambiente. [0034] De acordo com outro aspecto da presente invenção, é preferido minimizar ainda mais a pressão de retorno do turbo-expansor, minimizando o uso de pressão a jusante como acima e fornecendo também uma etapa de recompressão do gás de saída localizada após um meio de troca de calor do condensador em que pelo menos cerca de 10, ou 20, ou 40, ou 80 porcento em peso do vapor d'água presente no gás de saída do turbo-expansor é removido como água líquida. Verificou-se que, mesmo quando a ventilação de vapor d'água ao meio ambiente de acordo com as invenções aqui, remoção eficiente de vapor d'água do gás de saída de acordo com a invenção permite que uma etapa de recompressão para o restante do gás de saída que exige potência útil menor que o aumento da potência fornecida pelo maior descompressão em um turbo-expansor a jusante. Além disso, é mais preferível encontrar um meio de divisão entre um meio de condensador de gás de saída e na entrada para um meio de recompressão. (Ver em outros lugares aqui para descrições e designações para o gás de saída do condensador e gás de saída de divisão). Quando se usa recompressão de gás de saída, é preferido recomprimir gás de saída do condensador, de preferência de gás de saída de divisão, por em pelo menos cerca de 50, ou 100 ou 200 ou 300 kPa. Ao utilizar recompressão do gás de saída, é preferido recomprimir gás de saída do condensador, de preferência gás de

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18/51 saída de divisão, em menos de cerca de 900 ou 800 ou 700 ou 600 kPa. Ao utilizar recompressão do gás de saída, é preferido que a pressão de saída do gás de saída na etapa de pressão mais baixa de um turbo-expansor é menor que cerca de 0,3, ou 0,2 ou 0,1 ou 0,0 bar manométrico. Ao utilizar recompressão do gás de escape, é preferível que a pressão de saída de efluentes gasosos na fase mais baixa pressão de um turbo-expansor é pelo menos cerca de -0,9 ou -0,6, ou -0,4, -0,3 e manômetro. Ao utilizar recompressão do gás de saída, é preferido localizar pelo menos uma etapa de recompressão tal que é mecanicamente ligado a pelo menos uma etapa do turbo-expansor e/ou pelo menos uma etapa de compressão para o fornecimento de oxidante do ar ambiente. Essa ligação é convenientemente fornecida por um eixo de rotação mecânico e/ou caixa de engrenagens.

[0035] A atenção agora está direcionada para as temperaturas preferidas para uma entrada de gás de saída para um meio de turbo-expansor ou, se, opcionalmente fornecido, na entrada de um meio de pré-aquecimento do gás de saída colocado após a recuperação de solventes e/ou meio de desidratação e antes do dito meio do turbo-expansor. É preferido que a temperatura à entrada a uma primeira etapa do turbo-expansor é, pelo menos, cerca de 110, ou 120, ou 130, ou 135°C, avaliados antes de qualquer meio de pré-aquecimento dos gases de saída opcionalmente colocados à frente de um primeiro turbo-expansor. É preferido que a temperatura à entrada para uma primeira etapa do turbo-expansor é menor que cerca de 190, ou 175, ou 165, ou 155°C, avaliados antes de qualquer meio de préaquecimento dos gases de saída colocados à frente de um primeiro meio do turboexpansor. É preferido que a redução da temperatura avaliada a partir da qual gás de saída de reação é formado perto de uma superfície superior do meio de reação para onde o gás de saída entra em um primeiro meio do turbo-expansor, é menor que cerca de 50, ou 40, ou 30, ou 25°C de redução, avaliados antes de qualquer meio de pré-aquecimento dos gases de saída opcionalmente colocados à frente de um primeiro meio de turbo-expansor.

[0036] Embora turbo-expansores de condensação operando em ou abaixo do ponto de orvalho de um fluido de trabalho são bem conhecidos na técnica, certos

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19/51 componentes do gás de saída da presente invenção causa quantidades excessivas de erosão e corrosão de muitos materiais de construção quando usados em um turbo-expansor operando muito perto ao ponto de orvalho de gás de saída. Acreditase que constituintes corrosivos compreendem ácidos carboxílicos e/ou bromo em conjunto com água e/ou dioxigênio.

[0037] Por conseguinte, é preferido operar com a temperatura na saída de pelo menos uma etapa de um turbo-expansor de pelo menos cerca de 5, ou 10, ou 20, ou 25 °C acima da temperatura do ponto de orvalho local do gás de saída. Mais preferivelmente, esses espaços de temperatura de ponto de orvalho são mantidos na saída de todos os estágios de um turbo-expansor. Tais temperaturas são atingidas por diversos meios que compreendem limitar a eficiência mecânica de um turbo-expansor, adicionar energia térmica ao gás de saída entre a saída de uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação e a saída de um turboexpansor, e/ou limitar a redução da pressão através de um turbo-expansor.

[0038] No entanto, uma vez que o ponto de orvalho é suficientemente evitado, verificou-se que é frequentemente indesejável em relação ao custo de capital e custo operacional para operar a invenção atual com muito mais superaquecimento em gás de saída do turbo-expansor. Assim, é preferido operar com a temperatura na saída de pelo menos um estágio de um turbo-expansor e na e entrada do condensador de gás de saída de menos de cerca de 150 ou 120, ou 90, ou 60°C acima do ponto de orvalho local.

[0039] Um turbo-expansor menos eficiente requer menos energia térmica adicionada para garantir que a temperatura de saída do turbo-expansor permanece em uma faixa de ponto de orvalho preferida. Quando menos entalpia é removida do fluido de trabalho e convertida em energia mecânica, a temperatura de saída do turbo-expansor é inerentemente mais quente. Dependendo dos custos relativos de calor térmico e os custos de energia elétrica, melhorando a eficiência mecânica da turbina pode ser prejudicial ou benéfico para custos otimizados. Verificou-se que quando o custo unitário de energia térmica liberada é inferior a cerca de 0,3 vezes o custo da energia elétrica expressa nas mesmas unidades, então é preferido

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20/51 maximizar a eficiência mecânica do turbo-expansor e usar uma entrada de energia térmica adicional para obter o intervalo de ponto de orvalho desejado na saída do expansor. Isto é menos eficiência do que um ciclo de geração de energia elétrica pode atingir, por exemplo, pelo menos, cerca de 0,5 de relação de produção de energia mecânica para a entrada de energia térmica, por isso o uso de uma entrada de energia térmica para o gás de saída pode parecer imprudente comparado ao eixo do trabalho realizado. No entanto, a questão do ponto de orvalho de evasão significa que a entrada de energia térmica incremental pode ser acoplada com uma maior eficiência na expansão e/ou aumento de descompressão no mesmo para conseguir uma melhoria global notável na recuperação de energia. Assim, é preferido que a eficiência mecânica de um turbo-expansor empregado no presente invenção é pelo menos cerca de 65, ou 75, ou 80, ou 85 porcento da potência máxima do eixo de trabalho possível para conseguir por um a expansão isentrópica ideal do fluido de trabalho do gás de saída.

[0040] De forma a aumentar a saída de energia mecânica de um turbo-expansor, especialmente no que diz respeito à manutenção da temperatura de saída em uma faixa preferida em relação ao ponto de orvalho enquanto estiver usando uma turboexpansor de alta eficiência, é preferido fornecer as seguintes quantidades de energia térmica em gás de saída entre a saída de uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação e uma entrada do turbo-expansor e/ou em uma posição interestágios em um turbo-expansor de multiestágio: pelo menos cerca de 100, ou 200, ou 300, ou 350 watts por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação, menos de cerca de 1.000, ou 800, ou 600, ou 500 watts por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente, pelo menos cerca de 10, ou 20, ou 30, ou 40 watts por quilograma de turbo-expansor de gás de saída, menos de cerca de 100, ou 90, ou 80, ou 70 watts por quilograma de turbo-expansor de c gás de saída; aumento da temperatura dos gases de saída a partir da entrada de energia térmica, pelo menos, cerca de 10, ou 20, ou 40, ou 60°C; e aumento da temperatura dos gases de saída a partir da entrada de energia térmica menor que cerca de 250, ou 200, ou 150, ou 100°C.

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21/51 [0041] Tais quantidades de energia térmica são fornecidas através de meio de troca de calor que compreende condutores, isolando as superfícies limites de troca de calor, de preferência compreendendo vários metais resistentes à corrosão e ligas metálicas como é conhecido na técnica. De preferência, a energia térmica é fornecida por um fluido quente de trabalho, mais preferivelmente de condensação de vapor para formar uma porção de água em estado líquido condensada. Além disso, verificou-se que é o preferido para formar pelo menos uma porção de menor pressão de vapor condensado formado a partir de um gás de saída através de troca de calor e usar pelo menos uma porção de vapor flash disse em pelo menos um meio de troca de calor em outros lugares num processo de produção da TPA, por exemplo, aquecimento de uma porção de xileno, solvente recuperado, solvente filtrado, sólido de TPA e/ou gás de saída.

[0042] Opcionalmente, tais quantidades de energia térmica são fornecidas por oxidação do combustível com dioxigênio e diretamente combinando os produtos de reação a quente resultante para gás de saída. Ditos produtos da reação a quente são admitidos em um local entre a saída de uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação e a entrada em um turbo-expansor e/ou em uma posição interestágios em um turbo-expansor em vários estágios. Preferencialmente dito combustível inclui ligações de hidrocarbila. Mais preferivelmente, dito combustível compreende álcool, acetato e/ou hidrocarbonetos. Ainda mais, de preferência, dito combustível predominantemente compreende metanol, etanol, metano, propano, butano e/ou óleo combustível. Mais preferivelmente, dito combustível compreende pelo menos cerca de 50, ou 70, ou 90, ou 95 porcento em peso de metano.

[0043] De preferência uma porção de ar e comprimido ambiente está previsto para oxidar dito combustível, uma vez que o gás de saída de uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação é frequentemente relativamente magro em dioxigênio e rica em vapor d'água. Mais preferivelmente pelo menos cerca de 50, ou 70, ou 90, ou 100 por cento em peso da quantidade estequiométrica de dioxigênio é provido de ar comprimido ambiente alimentado a uma zona de reação de oxidação do dito combustível. A quantidade estequiométrica de dioxigênio é a quantidade

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22/51 mínima necessária para a conversão total do combustível fornecido em água e dióxido de carbono. Ainda mais, de preferência menos que pelo menos cerca de 300, ou 200, ou 150, ou 120 porcento em peso da quantidade estequiométrica de dioxigênio é provido de ar comprimido ambiente alimentado a uma zona de reação de oxidação do dito combustível. Preferencialmente, a temperatura de pico para oxidar dito combustível é pelo menos cerca de 300, ou 400, ou 600, ou 800°C. De preferência, um catalisador de oxidação não é utilizado para promover a oxidação de pelo menos cerca de 10, ou 50, ou 80, ou 95 porcento em peso do dito combustível. Preferencialmente, pelo menos cerca de 10, ou 50, ou 80, ou 95 porcento em peso de VOC na saída dos gases de saída de uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação não é queimado antes de sair o último estágio de um turboexpansor.

[0044] Além de aumentar a temperatura e a pressão em uma entrada para um turbo-expansor, verificou-se que as descrições aqui também são preferidas para aumentar a massa de vapor d'água atingir a entrada de pelo menos um meio turboexpansor. Essas composições são habilitadas aqui pelas descrições relativas ao projeto e operação de um meio primário de reação de oxidação, de uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação, e de condutas de ligação. É preferido que a composição do fluxo de gás de saída em pelo menos uma etapa do turbo-expansor compreende pelo menos cerca de 3,0, ou 3,3 ou 3,5 ou 3,6 kg de água por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente. É preferido que a composição do gás de saída de fluxo em pelo menos uma etapa de turbo-expansor compreende pelo menos cerca de 0,38, ou 0,42, ou 0,44, ou 0,46 kg de água por quilograma de gás de saída no mesmo local. É preferido que o fluxo de massa de gás de saída para a admissão de pelo menos uma etapa do turbo-expansor é de pelo menos cerca de 6,9, ou 7,3 ou 7,6 ou 7,8 kg por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente. [0045] A atenção agora é retornada para a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. É geralmente desejável maximizar a recuperação de gás de saída de reação de compostos vaporizados contendo pelo menos uma ligação de

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23/51 hidrocarbila, aqui chamados de “compostos orgânicos voláteis” e “VOC”. Se não for recuperado de gás de saída, estes compostos são indesejavelmente liberados ao meio ambiente ou, mais preferivelmente, a maior parte convertida em vapor d'água e dióxido de carbono em um TOD. Embora o efluente TOD seja mais ambientalmente benigno, a perda de VOC de uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação continua a ser um custo operacional.

[0046] Mais especificamente, é geralmente desejável limitar as perdas de pX, ácido acético e acetato de metila em gás de saída a entrar numa TOD. Tal minimização de perdas é influenciada por vários métodos mecânicos em uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação, mas a separação é controlada em última instância pela termodinâmica e pelo gasto energético para a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. Geralmente, os maiores gastos de energia podem proporcionar menores perdas de VOC. Tais gastos de energia resultam em baixas temperaturas e/ou razões de refluxo mais elevados em uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação.

[0047] No entanto, verificou-se que intencionalmente aumentando as perdas de compostos orgânicos voláteis acima de seu mínimo resulta em maior economia no processo global quando integrados com o combustível, precisa de um TOD e a recuperação da energia de eixo de um turbo-expansor. Por conseguinte, é preferido controlar a remoção de energia e as perdas de energia em pelo menos uma recuperação de solventes e/ou meio de desidratação de reação de processamento de gás de saída, tal como indicado aqui. É preferido que a temperatura de pelo menos cerca de 40, ou 60, ou 80, ou 90 porcento em peso de gás de saída de saída a partir de uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação é menor do que cerca de 50, ou 40, ou 30, ou 25 C reduzida avaliada a partir da qual reação de gás de saída é formado perto de uma superfície superior do meio de reação. É preferido isolar, pelo menos, cerca de 70, ou 90, ou 95, ou 99 porcento da superfície ambiente exposta de condutos, vasos e controles que compreende a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação, pelo menos, cerca de 0,01, ou 0,02, ou 0,04, ou 0,08 metros de espessura de material de

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24/51 isolamento, apesar de que grandes quantidades de energia térmica, eventualmente, são liberadas ao meio ambiente depois de um turbo-expansor. É preferido que as perdas de energia térmica através da área de superfície ambiente exposta, de condutos e/ou vasos que compreendem a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação são menos que cerca de 40, ou 20, ou 10, ou 5 watts por quilograma de pX alimentado com meio de reação de oxidação correspondente.

[0048] É preferido limitar a recuperação de energia térmica tal que menos de cerca de 1.000, ou 100, ou 1, ou 0,1 watts de energia térmica por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente é removido dos fluidos de processo através de condutores, isolamento, superfícies limites de troca de calor localizadas de onde o gás de saída de reação é formado perto de uma superfície superior do meio de reação e até, pelo menos cerca de 80, ou 90, ou 95, ou 99 porcento em peso do dinitrogênio no mesmo tenha passado através de meios de turbo-expansores. Alguns projetos conhecidos para a recuperação de energia a partir da reação dos gases de saída compreendem condensar e recuperar solvente por extração da energia térmica através de condutores, isolando, superfícies limites de troca de calor para aquecer e/ou vaporizar fluidos de utilidade antes do gás de expansão passar por um turbo-expansor. Os fluidos de utilidade são usados para a geração de energia do eixo e/ou transferência de energia térmica em outras etapas. Exemplos de fluidos de transferência de calor de utilidade e/ou resfriamento compreende água líquida e/ou vapor, hidrocarboneto alifático leve líquido e/ou vapor, e/ou ar.

[0049] É preferido que uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação opera sem a adição de um composto de separação azeotrópica. Exemplos de compostos de destilação azeotrópica compreendem acetato de n-butila e/ou acetato de n-propila. É preferido que a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação opera com adição líquida de menos de cerca de 0,1, ou 0,01, ou 0,001 ou 0,0001 kg de compostos de destilação azeotrópica por quilograma de solvente recuperado de gás de saída de reação.

[0050] É preferido que a recuperação de solventes e/ou meio de desidratação da

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25/51 presente invenção compreende uma destilação de alta eficiência através de processamento de pelo menos cerca de 80, ou 90, ou 95, ou 99 porcento em peso dos gases não condensáveis e/ou dinitrogênio presentes no gás de saída de reação. É preferido que o dito meio de destilação compreenda pelo menos cerca de 20, ou 25, ou 30, ou 35 estágios ideais de separação. É preferido que a perda de pressão de fluxo de fricção do gás de saída através dos ditos meios de destilação é menor que cerca de 60, ou 40, ou 20, ou 10 quilopascal. É preferido que quaisquer bandejas de destilação sejam de um projeto de queda de baixa pressão menor que cerca de 1.200, ou 900, ou 700, ou 500 Pascal por bandeja, mesmo que estes indesejáveis limita a operação de abertura de tais bandejas. É mais preferido usar a embalagem estruturada como é conhecido na técnica, não obstante a necessidade de metalurgia resistente à corrosão, cara, e também o potencial de inflamabilidade de alguns metais compreendendo titânio. É preferido construir dito meio de destilação usando pelo menos dois diâmetros diferentes de vaso em que o diâmetro máximo horizontal de uma seção superior é inferior a cerca de 1,0 ou 0,96, ou 0,92, ou 0,90 vezes o diâmetro máximo horizontal, que está presente através de pelo menos cerca de 4 metros de altura em uma seção inferior e está processando pelo menos cerca de 80, ou 90, ou 95, ou 99 porcento em peso da dinitrogênio no gás de saída de reação.

[0051] Depois de sair de um turbo-expansor, é preferido que pelo menos uma porção de gás de saída é resfriada em pelo menos um meio de troca de calor, aqui chamado de um condensador de gases de saída, produzindo um líquido, aqui chamado de refluxo e, essencialmente, compreendendo água, pelo menos uma parte da qual é alimentada no dito recuperador de solventes e/ou meios de desidratação. É preferido que as diversas faixas preferenciais para a temperatura, pressão e/ou composição na entrada de um condensador de gases de saída são as mesmas que em uma saída de um estágio final de uma turbo-expansor. É preferido que a perda de pressão de fluxo de fricção do gás de saída é menor do que cerca de 16, ou 12, ou 8, ou 4 quilopascal no dito condensador do gás de saída. Quando operando sem uma etapa de recompressão do gás de saída, é preferido que a

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26/51 pressão de gás de saída saindo do condensador do gás de saída é de pelo menos cerca de 0,02, ou 0,08, ou 0,12, ou 0,16 bar manométrico. Quando operando sem uma etapa de recompressão do gás de saída, é preferido que a pressão do gás de saída saindo do dito condensador o gás é menos do que cerca de 0,6, ou 0,5 ou 0,4 ou 0,3 bar manométrico. Quando operando com uma etapa opcional de recompressão de gás de saída, é preferido que a pressão do gás de saída saindo do dito condensador do gás de saída é pelo menos cerca de -0,8, ou -0,7, ou -0,6, -0,5 bar manométrico. Quando operando com uma etapa opcional de recompressão de gás de saída, é preferido que a pressão do gás de saída saindo do dito condensador do gás de saída é pelo menos cerca de 0,1, ou 0,0 ou -0,1, -0,2 bar manométrico. É preferido que a temperatura dos gases de saída saindo do dito condensador de gás de saída é pelo menos cerca de 30, ou 40, ou 50, ou 60°C. É preferido que a temperatura dos gases de saída saindo do dito condensador de gás de saída é menos do que cerca de 110, ou 100, ou 90, ou 80°C. É preferido que a temperatura dos gases de saída saindo do dito condensador de gás de saída é reduzida, pelo menos, cerca de 10, ou 20, ou 30, ou 35°C abaixo da temperatura de saída do turboexpansor. É preferível que a temperatura de saída dos gases de saída disse condensador de gases de saída é reduzido a menos de cerca de 100, ou 80, ou 70, ou abaixo da temperatura de 600C tomada turbo-expansor. É preferido que a energia térmica de menos de cerca de 3.100, ou 2.900, ou 2.700, ou 2.500 watts é removida no dito condensador de gás de saída por quilograma de pX alimentado ao meio reação de oxidação correspondente. É preferido que a energia térmica de pelo menos cerca de 1.600, ou 1.800, ou 2.000, ou 2.100 watts é removida no dito condensador de gás de saída por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente.

[0052] Quantidade de refluxo e temperatura é selecionada e controlada para maximizar o vapor d'água entrando em um turbo-expansor em equilíbrio minimizando a perda de VOC do gás de saída saindo do condensador. É preferido que o fluxo de refluxo para uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação compreende pelo menos cerca de 7,0, ou 8,0 ou 8,5 ou 9,0 kg de água

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27/51 líquida por quilo de água da formação de TPA produzido em reatores de oxidação servidos por recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. É preferido que o fluxo de refluxo para a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação compreende menos que cerca de 12,0, ou 11,0 ou 10,5 ou 10,0 kg de água líquida por quilo de água da formação de TPA produzida em reatores de oxidação servida pela dita recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. É preferido que o fluxo de refluxo para a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação compreende pelo menos cerca de 0,70, ou 0,75, ou 0,79, ou 0,82 kg de água líquida por quilo de vapor d'água saindo de uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. É preferido que o fluxo de refluxo para a recuperação de solventes e/ou meios de desidratação compreende menos de cerca de 0,98*, ou 0,96, ou 0,92, ou 0,90 kg de água líquida por quilo de vapor d'água saindo da recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. (* Quando estiver operando com queima direta opcional de combustível, mais massa de água é formada pela queima de combustível.) É preferido que a temperatura de refluxo alimentada a uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação é, pelo menos, cerca de 40, ou 50, ou 55, ou 60°C. É preferido que a temperatura de refluxo alimentada a uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação é resfriada a menos de 40, ou 30, ou 20, ou 100°C abaixo da temperatura do vapor d'água saindo do condensador em gás de saída.

[0053] Notou-se que a colocação de um condensador de gás de saída à pressão tão baixa de acordo com a presente invenção aumenta consideravelmente o volume de gás de saída em uma entrada e de saída do condensador. Salvo condutos de diâmetro não usualmente grandes são usados, as velocidades de fluxo e queda de pressão por atrito são ofensivas. Assim, é preferido que os condutos de gás de saída entre uma saída do turbo-expansor e uma entrada do condensador de gás de saída têm diâmetros de pelo menos, cerca de 1,2, ou 1,5 ou 1,8 ou 2,1 metros, que são muito grandes para os condutos do processo contendo pressão feitos de várias metais resistentes à corrosão e ligas metálicas, caras. Para atenuar o diâmetro do conduto e de custos, é preferido que a velocidade superficial do gás de saída nos

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28/51 condutos entre uma saída do turbo-expansor e uma entrada do condensador do gás de saída é pelo menos cerca de 30, ou 40, ou 50, ou 60 metros por segundo. Estas velocidades de re-erosão do conduto são extraordinariamente rápidas, especialmente para um gás de processo corrosivo perto de seu ponto de orvalho, e um controle cuidadoso é necessário em relação ao ponto de orvalho. Na saída de um condensador de gases de saída, a presença certa de gotas de líquido aumenta o potencial de erosão e corrosão, e é preferido limitar velocidades superficiais nesses condutos a menos de cerca de 30, ou 25, ou 20, ou 15 metros por segundo, até entrar em um meio de divisão para a remoção do líquido, como é descrito aqui em outro lugar.

[0054] Também se notou que operando um condensador de gás de saída a baixa pressão de acordo com a presente invenção força a utilização de uma temperatura mais baixa do processo a fim de condensar a quantidade necessária de refluxo. A temperatura mais baixa do processo se aproxima mais perto da temperatura do fluido de resfriamento e a pressão do processo mais baixa provoca uma redução do coeficiente de película de transferência de calor no lado do processo. Todos os fatores forçam um aumento da área condutiva, isolando, superfícies limites de troca de calor, que normalmente compreendem vários metais resistentes à corrosão e ligas metálicas, caras.

[0055] Os desafios do projeto e os custos de um condensador de gases de saída da presente invenção é ainda mais ampliado quando da expulsão de quantidades preferenciais de vapor d'água ao meio ambiente de acordo com alguns aspectos da presente invenção. Expelindo quantidades selecionadas de vapor d'água introduz uma obrigação de controlar deliberadamente a quantidade de energia removida de um condensador de gases de saída, mesmo quando operando com novas ou não contaminadas superfícies limites de troca de calor, isolando, condutivas com débitos inferiores de fluxo de massa e/ou tarifas de energia ao produzir TPA às taxas de produção reduzidas, e com temperaturas variáveis de do meio de resfriamento como é frequentemente o caso, por exemplo, devido às mudanças ambientais sazonais e diurnas.

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29/51 [0056] Um dos grandes desafios para o controle de um meio de condensador de gases de saída é que a maioria dos sistemas de água de torre de resfriamento contem quantidades de sólidos dissolvidos que são extremamente concentrados por resfriamento evaporativo com o ar ambiente. Quando o fluxo de água de refrigeração é estrangulado para controlar a temperatura do processo de um condensador de gases de saída, a temperatura da água de resfriamento de saída sobe. Se a temperatura da água de refrigeração aumenta muito, alguns dos precipitados sólidos dissolvidos precipitam. Infelizmente, muitas ligas metálicas altamente resistentes à corrosão são rapidamente atacadas e perfuradas por corrosão por pite em tais depósitos tuberculados. Assim, foram divulgadas as seguintes modalidades preferidas para um condensador de gás de saída de acordo com a presente invenção. Como usado aqui, “o gás de saída do condensador” compreende gás de saída em que pelo menos uma parte tenha sido processada em pelo menos um condensador de gás de saída.

[0057] É preferido que dito condensador de gás de saída produzindo água no estado líquido compreende resfriamento de ar em que ar ambiente está em contato com condutores, isolando, superfícies limites de troca de calor contendo dito gás de saída. É preferido que as ventoinhas de retirada forçada sejam usadas para mover o fluxo de ar através dos condutores, isolando superfícies limites de troca de calor, as superfícies que contenham dito gás de saída. É preferido que a velocidade da ventoinha, o passo da pá da ventoinha, grelhas de controle de fluxo de ar, e/ou outros fluxo de ar e/ou meios de controle de temperatura do ar são usados para ajustar a quantidade de resfriamento de gás de saída em resposta a pelo menos uma variável de processo, por exemplo, temperatura e/ou pressão do gás de saída do condensador; temperatura e/ou vazão do líquido do condensador; composição química ou do gás de saída do condensador e/ou condensado por qualquer medição on-line, por exemplo, análise da composição por infravermelho.

[0058] É mais preferido que dito condensador do gás de saída produzindo água líquida compreende água de refrigeração em contato com o condutor, isolamento, superfícies limites de troca de calor de superfícies contendo dito gás de saída. É

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30/51 preferido que a vazão de água de resfriamento, temperatura de refrigeração de entrada de água e/ou temperatura de refrigeração de saída de água são usadas para ajustar a quantidade de gás de saída de resfriamento em resposta a pelo menos um processo variável, por exemplo, temperatura e/ou pressão do gás de saída do condensador, taxa de temperatura e/ou fluxo do líquido do condensador; composição química de ou um condensador de gases de saída e/ou condensado por qualquer medição on-line, por exemplo, análise de composição por infravermelho. É preferido que pelo menos uma porção da água de refrigeração saindo do dito meio de troca de calor refrigerado a água que tem uma temperatura de pelo menos cerca de 50. ou 60, ou 70, ou 80°C. É preferido que dita água de refrigeração seja composta por contato direto com o ar ambiente. É mais preferido que dita água de refrigeração seja “circuito fechado de água de refrigeração”. É preferido que dito circuito fechado de água de refrigeração é composto por uma quantidade reduzida de sólidos totais dissolvidos (TDS), por exemplo, água deionizada ou vapor condensado. É preferido que pelo menos uma parte do calor seja removido do circuito fechado de refrigeração em um meio de troca de calor compreendendo água de refrigeração utilitária resfriada por contato direto com o ar ambiente. É preferido que pelo menos uma parte do calor seja removida do circuito fechado de refrigeração de água em um meio de troca de calor de placas e quadros.

[0059] Opcionalmente, é preferido que, pelo menos, uma parte dos condutores, isolando, de superfície limite de troca de calor é removida por obrigação ao longo do tempo em resposta a pelo menos uma variável de processo, por exemplo, temperatura e/ou pressão do condensador do gás de saída, temperatura e/ou vazão do líquido do condensador; composição química ou de um condensador de gases de saída e/ou condensado por qualquer medição on-line, por exemplo, análise de composição por infravermelho. Dita porção de superfície é removida por obrigação removendo do contato com escoamento de gás de saída e/ou fluxo de fluido de refrigeração utilitário.

[0060] Uma forma opcional para controlar a quantidade de energia removida de um condensador de gases de saída é desviar uma porção de gás de saída do turboPetição 870170098329, de 15/12/2017, pág. 40/65

31/51 expansor em torno do dito condensador, como é descrito na US 6.504.051, a descrição global de que é aqui incorporada por referência. No entanto, tal gás por desvio cria novos problemas, mesmo quando resolvendo a necessidade de ajustar e controlar a remoção de energia. Em primeiro lugar, tal desvio intimamente afeta o balanço de massa, bem como o balanço de energia porque o vapor de solvente não é facilmente condensado de gás de saída do desvio. Se gás demais ou muito pouco é desviado enquanto se procura satisfazer o balanço energético, o balanço de água é virado para o sistema de recuperação de solventes, tornando o solvente recuperado se tornar muito molhado ou seco demais, e há também uma virada no valor de VOC enviada para liberação do ambiente e/ou TOD. Em segundo lugar, é desejável que se recombinem condensador de gases de saída e gás de saída desviado para tratamento em um meio de tratamento do ambiente comum, compartilhado. No entanto, tal recombinação é problemática, porque uma névoa de aerossol normalmente é criada quando um fluxo de gás saturado de líquido mais frio é combinado com um gás-líquido saturado aquecido. Esses aerossóis se tornam perigosos no que diz respeito à corrosão localizada nos condutos e equipamentos, para o aerossol está sujeito a recolher o máximo de gotículas no refrigerador e/ou superfícies menos turbulento. A rápida remoção de tal um aerossol de um fluxo do processo de alta velocidade é difícil de atingir, limitando a queda de pressão e/ou fornecimento de energia térmica, mesmo que tal um nevoeiro pode facilmente coalescer às gotículas de líquido de chuva quando fornecido em tempos de separação longos.

[0061] Assim, verificou-se que as seguintes modalidades preferidas para presente invenção. Após sair de um turbo-expansor, pelo menos uma porção do gás do gás de saída é desviado em torno de pelo menos um condensador de gás de saída para formar um “gás de saída desviado” utilizando um ou mais dos seguintes aspectos preferenciais. É preferido que dito gás de saída desviado é resfriado a menos de cerca de 60, ou 50, ou 30, ou 10°C em um meio de troca de calor compreendendo condutores, isolando, superfície de limite de troca de calor antes de combinar com a saída do gás de saída saindo do condensador de gás de saída,

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32/51 entrando em um TOD, e/ou sendo liberado ao meio ambiente. É preferido que dito gás de saída desviado seja pelo menos cerca de 1, ou 2, ou 4, ou 8 porcento em peso de todos os gases de saída saindo de um turbo-expansor. É preferido que dito gás de saída desviado é menos do que cerca de 50, ou 40, ou 30, ou 20 porcento em peso de todos os gases de saída saindo de um turbo-expansor. É preferido que a vazão do dito gás de saída desviado é usado para ajustar a quantidade de gás de saída de resfriamento em resposta a pelo menos uma variável de processo, por exemplo, temperatura e/ou pressão do gás de saída do condensador; temperatura e/ou vazão do líquido do condensador; composição química ou do gás de saída do condensador e/ou condensado por qualquer medição on-line, por exemplo, análise da composição por infravermelho. É preferido que dito gás de saída desviado seja combinado com pelo menos uma porção do gás de saída que saiu um condensador de gases de saída para formar um “gás de saída misto” antes da liberação ao meio ambiente. É preferido que um “meio de divisão” que utiliza pelo menos uma das seguintes características de processos por pelo menos uma porção do gás de saída do condensador, produzindo assim um “gás de saída de divisão”. Preferencialmente, pelo menos, cerca de 10, 50, 98, 99,9 porcento em peso do líquido entrando dito meio de divisão é separado e sai misturado com menos de cerca de 50, ou 95, ou 99, ou 99,8 porcento em peso de gás de saída de dinitrogênio provenientes de uma abertura menor de 80, ou 60, ou 40, ou 10 porcento da altura do dito meio de divisão. Preferencialmente, pelo menos uma porção do dito meio de divisão é localizada em uma elevação inferior que pelo menos um condensado e de gás de saída proporcionando fluxo de multifases de gás-mais-líquido em ditos meios de divisão. Preferencialmente, água em estado líquido sai dito meio de divisão através de uma abertura localizada abaixo de um fluxo de entrada de um condensador de gases de saída. Preferencialmente, a velocidade superficial vertical de gases de saída no dito meio de divisão é menos que cerca de 4, ou 3, ou 2, ou 1 metro por segundo no plano de maior diâmetro horizontal. De preferência, a velocidade horizontal superficial de gases de saída no dito meio de divisão é menos que cerca de 6, ou 5 ou 4, ou 3 metros por segundo no plano de maior diâmetro vertical. De

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33/51 preferência, o tempo médio de residência dos gases de saída no dito meio de divisão é menos do que cerca de 20, ou 13, ou 8, ou 5 segundos. De preferência, o tempo médio de residência dos gases de saída no dito meio de divisão é de pelo menos cerca de 0,5, ou 1,0 ou 1,5 ou 2,0 segundos. De preferência, o tempo médio de residência do líquido no interior do dito meio de divisão é de pelo menos cerca de 0,5, ou 2, ou 4, ou 8 minutos. De preferência, o tempo médio de residência do líquido no interior do dito meio de divisão é menos do que cerca de 60, ou 48, ou 24, ou 12 minutos. Preferencialmente, pelo menos uma superfície de impacto de remoção de líquido, com excepção das superfícies limites de pressão de isolamento, está incluída no dito meio de divisão. De preferência, a área da superfície sólida em contato com o gás de saída passando através de um meio de divisão é de pelo menos cerca de 0,0005, ou 0,001 ou 0,002, ou 0,004 metros quadrados por quilograma de saída dos gases de saída do dito meio de divisão. Preferencialmente, pelo menos uma porção de gás de saída passando através do dito meio de divisão contacta pelo menos cerca de 0,001, ou 0,005, ou 0,01, ou 0,02 metros quadrados de área de superfície sólida de não pressão de isolamento por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente. De preferência pelo menos cerca de 70, ou 80, ou 90 porcento das gotículas de líquido menor do que, pelo menos, cerca de 500 ou 200, ou 75, ou 25 mícrons presentes no gás de saída entrando em um meio de divisão são removidos do gás de saída de divisão. Os inventores divulgam que essas várias características preferidas para um meio de divisão são preferidas em um meio de divisão que processa gás de saída do condensador com ou sem gás de saída desviado.

[0062] É preferido que, pelo menos, uma porção do gás de saída desviado seja processada em um TOD que também processa pelo menos uma porção do gás de saída que saiu um condensador de gás de saída. Mais preferivelmente, pelo menos uma porção do gás de saída desviado é combinada com pelo menos uma porção do condensador de gás de saída para formar uma mistura de gases de saída antes de entrar numa TOD. Mais preferivelmente, a energia térmica é adicionada para aumentar a temperatura do dito gás de saída misturado antes de entrar num meio de

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TOD meios. Esse aquecimento reduz a condensação nos condutos de gás de saída, vasos e outros recintos e, portanto, minimiza os custos de materiais de construção. Esta energia térmica pode ser adicionada no todo ou em parte ao dito fluxo misto de gás de saída ao dito gás de saída desviado, ou dito condensador de saída de fluxo de gases de saída. É preferido que a temperatura do dito gás de saída misto é pelo menos cerca de 10, ou 20, ou 40, ou acima de 60°C acima da temperatura da saída do condensador dos gases de saída.

[0063] Verificou-se que é preferido adicionar energia térmica para gás de saída de divisão de acordo com este aspecto mesmo sem gás de saída desviado. É preferido localizar o condensador do gás de saída e o meio de divisão como o seguinte, a fim de equilibrar simultaneamente o custo de bombeamento de água para resfriamento para altitudes elevadas, o custo para estruturas altas e suportes, e a previsão de elevação para permitir que a gravidade do fluxo de líquido condensado em e/ou através de um condensador de gases de saída e/ou meios de divisão. É preferido que a elevação de uma menor superfície resfriada em pelo menos um condensador de gases de saída é menos do que cerca de 50, ou 30, ou 20, ou 10 metros acima da elevação da superfície do solo. É preferido que a elevação de uma maior superfície resfriada em pelo menos um condensador de gases de saída é, pelo menos, cerca de 6, ou 9, ou 12, ou 15 metros acima da elevação da superfície do solo. É preferido que a elevação de um registro de líquido dentro de um meio de divisão é pelo menos cerca de 0,5, ou 1, ou 2, ou 3 metros acima da elevação da superfície do terreno envolvente. É preferido que a elevação de um registro de líquido dentro de um meio de divisão é menos do que cerca de 20, ou 15, ou 10, ou 5 metros acima da elevação da superfície do solo.

[0064] Em combinação com recuperação de energia melhorada de um turboexpansor de gases de saída e/ou de auto-aquecimento de um TOD de acordo com informações descritas aqui, verificou-se um benefício surpreendente de deixar uma maior quantidade de vapor d'água na ventilação do gás de saída, não obstante as maiores perdas de VOC que muitas vezes acompanham tal aumento da quantidade de vapor d'água. Assim verificou-se que as seguintes modalidades preferidas para “o

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35/51 vapor d'água exaurido” presente em um condensador de gases de saída, um gás de saída de divisão, e/ou um gás de saída de entrada TOD. É preferido que o vapor d'água exaurido seja menos do que cerca de 400, ou 300, ou 250, ou 200 porcento em peso da água da formação da TPA. Isso evita gastar demasiado calor da reação de oxidação em vaporizar a água líquida em uma vez através do ciclo de energia do turbo-expansor com capital e custos de operação subseqüente para tratamento em um TOD e sem um concomitante aumento no fornecimento de refluxo para uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação. É preferido que o vapor d'água exaurido seja pelo menos cerca de 100, ou 110, ou 130, ou 150 porcento em peso da água da formação da TPA. Para evitar muita desidratação do sistema de solvente recuperado e alterando assim as condições de reação de oxidação, as fontes preferidas da quantidade de água superior a água de formação da TPA são descritas aqui.

[0065] É preferido que o vapor d'água exaurido em excesso da água de formação da TPA compreende pelo menos uma porção de água que entrou no processo com o fornecimento de oxidante, mais preferivelmente ar comprimido ambiente. A quantidade de vapor d'água preferida entrando no ar comprimido é descrita no presente documento. É preferido que o vapor d'água exaurido em excesso da água de formação da TPA compreende pelo menos uma porção de água formada de sobre-oxidação de compostos aromáticos e solventes. É preferido que o vapor d'água exaurido compreenda pelo menos cerca de 0,05, ou 0,10, ou 0,15 kg de água formada de sobre-oxidação de compostos aromáticos e solventes por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente. É preferido que o vapor d'água exaurido compreenda menos de cerca de 0,05, ou 0,04, ou 0,03 kg de água formada de sobre-oxidação de compostos aromáticos e solventes por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente.

[0066] É preferido que o vapor d'água exaurido em excesso da água de formação da TPA compreende água formada a partir de injeção de vapor pressurizado (pelo menos cerca de 50, 90, 95, 99 porcento em peso de água pelo

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36/51 menos, cerca de 110, ou 140, ou 180, ou 220°C) em um fluxo de processo compreendendo solvente líquido. Aplicativos preferidos incluem vapor como fonte de energia térmica e como um meio de lavagem de condutos, orifícios e equipamentos. É preferido que o vapor de água exaurido em excesso da água de formação da TPA compreende pelo menos uma porção da água usada para purificar respiradouros de processo que subsequentemente libera gás ao meio ambiente. É preferido que o vapor de água exaurido em excesso da água de formação da TPA compreende pelo menos uma porção da água usada como um auxiliar de separação azeotrópica na purificação de solvente e/ou processo de recuperação de catalisador compreendendo as descrições nas patentes US N ° 4.939.297, US 7.351.396 e pedido de patente US N° 2005-0038288.

[0067] É preferido que o vapor de água exaurido em excesso da água de formação da TPA compreende pelo menos uma porção de água formada pela oxidação do combustível, quando eventualmente utilizado para aquecer o gás de saída entre uma saída de uma recuperação de solvente e/ou meio de desidratação e uma saída de um turbo-expansor.

[0068] É preferido que o vapor d'água exaurido em excesso da água de formação da TPA compreende pelo menos uma porção de água proveniente de um processo de PET adjacente e que entra no processo da TPA antes da saída de uma TOD, mais de preferência antes da entrada de uma TOD. É preferido que o dito processo PET esteja localizado de tal forma que a distância mínima horizontal de dito processo da TPA é menos do que cerca de 1800, 900, 300, 100 metros. É preferido que dito processo PET forma pelo menos uma porção de PET usando produto da TPA a partir do dito processo da TPA. É preferido que pelo menos uma porção do dito produto da TPA é alimentada em um meio de reação do dito processo de PET adjacente dentro de menos de cerca de 72, ou 24, ou 12, ou 4 horas depois de ter sido formado a partir de para-xileno, para-tolualdeído e/ou ácido para-toluico. É preferido que a água proveniente do dito processo PET é de pelo menos cerca de 0,02, ou 0,2 ou 0,3 ou 0,4 kg por quilograma de água de formação da TPA. É preferido que a água proveniente do dito processo PET é menos do que cerca de

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1,1 ou 0,9 ou 0,7 ou 0,6 kg por quilograma de água de formação da TPA.

[0069] É preferido que o TOD seja auto-alimentado pela oxidação de compostos de gases de saída que compreende monóxido de carbono e de COV, principalmente por oxidação de acetato de metila. É preferido que o teor de combustível de gás de saída é de pelo menos cerca de 60, 70, 80, 90 porcento de todo o teor de combustível que entra TOD. Teor de combustível é avaliado como o calor de reações de oxidação que geram produtos em fase de vapor que compreende vapor d'água e gás de dióxido de carbono. É preferido que o teor de combustível de gás de saída é menos do que cerca de 160, ou 140, ou 120, ou 110 porcento do teor mínimo de combustível necessário para operar o TOD, sem um meio de resfriamento, por exemplo, aquecimento sensível do ar ou de outro gás/vapor e/ou aquecimento sensível ou latente de água ou outro líquido, seja de forma direta por misturação de massa ou indiretamente através do isolamento das superfícies de troca de calor condutiva.

[0070] É preferido que um TOD seja útil, mesmo em grande parte, alimentado por acetato de metila em gás de saída de acordo com as seguintes descrições. Acetato de metila é um subproduto conhecido da oxidação da fase líquida de pX para TPA em ácido acético. As tecnologias são conhecidas na técnica para isolar acetato de metila e, em seguida, hidrolisar o mesmo com água para recuperar solvente de ácido acético e subproduto de efluente de metanol. Verificou-se que um sistema de síntese eficiente de TPA, por exemplo, US 20070293699 e US 20070208191 (as descrições inteiras de que são incorporadas por referência neste documento), prevê uma redução útil na taxa de formação de rede de acetato de metila. O componente de CO no gás de saída tem um valor relativamente baixo de aquecimento, e gás de saída geralmente contém quantidades relativamente pequenas de MeBr e ácido acético. Acetato de metila fornece teor de combustível útil TOD para atingir temperaturas requeridas e eficiências de destruição de poluentes, incluindo o acetato de metila em si. Se o teor de combustível de gás de saída é muito baixo, então combustíveis complementares, por exemplo, o metano, o metanol, óleo combustível, devem ser fornecidas ao TOD a fim de alcançar

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38/51 temperaturas requeridas e eficiências de destruição de poluentes.

[0071] Verificou-se que as seguintes faixas preferenciais para o acetato de metila em gás de saída de divisão, que varia equilíbrio útil do valor do combustível de acetato de metila em um TOD contra o capital e custos operacionais para a supressão adicional de formação do acetato de metila e/ou recuperação de seu teor de ácido acético pela separação e hidrólise. É preferido que o teor de acetato de metila em gás de saída de divisão e/ou gás de saída que entram num TOD é pelo menos cerca de 0,003, ou 0,005, ou 0,007, ou 0,008 kg por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente. É preferido que o teor de acetato de metila em gás de saída de divisão e/ou gás de saída que entra num TOD é menos do que cerca de 0,030, ou 0,025, ou 0,020, ou 0,015 kg por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente. É preferido que o acetato de metila forneça pelo menos cerca de 20, ou 30, ou 40, ou 50 porcento de todo o teor do combustível entrando num TOD. Em outra modalidade da invenção, é preferido que o teor de acetato de metila e/ou metanol em de gás de saída de divisão e/ou gás de saída que entra num TOD é menos do que cerca de 0,030, ou 0,025, ou 0,020, ou 0,015 kg por quilograma de pX alimentado com meio de reação de oxidação correspondente. É preferido que o acetato de metila, fornece pelo menos cerca de 20, ou 30, ou 40, ou 50 porcento de todo o teor do combustível entrando num TOD.

[0072] É preferido que o teor de ácido acético em gás de saída de divisão e/ou gás de saída que entra num TOD é menos do que cerca de 0,005, ou 0,004 ou 0,003, ou 0,002 kg por quilograma de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente. É preferido que o teor de monóxido de carbono em gás de saída de divisão e/ou gás de saída que entra num TOD é menos do que cerca de 0,45 ou 0,40, ou 0,35, ou 0,30 mol porcento avaliados em base seca, com apenas compostos gasosos não condensáveis.

[0073] No entanto, é indesejável perder muita energia, se óleo combustível inflamável intrínseco em um gás de saída ou combustível adicionado, no TOD. Portanto, é preferido que a energia de combustão total liberada por um TOD é

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39/51 menos do que 600, ou 500, ou 450, ou 400 kJ por kg de pX alimentado ao meio de reação de oxidação correspondente. Esta pequena quantidade de calor de combustão requerida é conseguida através do fornecimento da integração de calor eficiente entre o gás de saída tratado, quente, perto da saída de um TOD e gás de saída não tratado perto da entrada ao dito TOD, como é conhecido na técnica por vários meios.

[0074] O suprimento do calor de combustão é adequadamente controlado com os métodos de funcionamento e composição dos gases de saída, tal como indicado aqui. É preferido que um TOD opere com uma temperatura interna de pico de pelo menos cerca de 200, ou 400, ou 600, ou 800°C. É preferido que, pelo menos, cerca de 94, ou 96, ou 98, ou 99 mol porcento de carbonos no gás de saída entrando num TOD são oxidados a CO2 antes de sair do TOD. Mais preferivelmente, os meios de TOD em todas as descrições aqui é um meio de oxidação térmica regenerativa (RTO).

[0075] Após a remoção e/ou destruição de monóxido de carbono e poluentes VOC em uma reação de oxidação dos gases de saída, muitas localidades exigem a remoção substancial de bromo do gás de saída tratado. Esta redução de bromo é muitas vezes feita por purificação aquosa do gás de saída tratado de um TOD, por exemplo, a depuração líquida de gás de saída com uma solução aquosa de hidróxido de sódio e bissulfito de sódio para produzir o sal de brometo de sódio. Ao longo do tempo a concentração de vários sais se desenvolve na água de purificação, e uma descarga de efluentes deve ser fornecida juntamente com uma composição de água mais pura. Preferencialmente, dita água de composição de purificação de gás de saída é água filtrada. Mais preferivelmente, dita água de composição de purificação é água desmineralizada, água deionizada, e/ou vapor condensado.

[0076] Verificou-se que dita purga de purificação de líquidos efluentes é constituído essencialmente de água é vantajosamente usada como água de utilidades, como por exemplo, água de composição de torre de resfriamento. Assim, é preferido utilizar pelo menos cerca de 0,01, ou 0,05 kg de água de purificação de gases de saída de efluente líquido por quilo de pX alimentado ao meio de reação de

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40/51 oxidação correspondente como água de utilidade, em vez de descarregar dita água de purificação a uma unidade de tratamento de águas residuais e/ou diretamente ao meio ambiente. Em outra modalidade da invenção qualquer efluente obtido a partir de uma unidade de produção que compreende um meio de reação de oxidação pode ser usado a uma taxa de 0,01-0,05 kg de água de efluente por quilo de pX alimentado com meio de reação de oxidação correspondente como água de utilidade, em vez de descarregar a água de utilidade a uma unidade de tratamento de águas residuais e/ou diretamente ao meio ambiente.

[0077] Em uma modalidade opcional e mais preferida, a invenção compreende combinar gás de saída de reação de oxidação, incluindo as fontes primárias e secundárias do reator de oxidação, para processamento através de recuperação de solventes e/ou meios de desidratação combinados compartilhados, meios de turboexpansor, meios de condensador, meios de divisão, TOD e/ou purificador de bromo. [0078] Indesejavelmente no que diz respeito à recuperação de energia, as pressões e temperaturas de operação de meios de reação secundária são muitas vezes substancialmente diferentes, às vezes, significativamente maior, de um meio de reação primária e/ou de outro. A simples expansão de reação de maior pressão de gases de saída através de uma válvula redutora de pressão em baixa pressão do gás de saída geralmente dissipa a entropia significativa, causando uma perda na capacidade subsequente de produzir trabalho do eixo. No entanto, a presente invenção usualmente mantém entalpia no gás de saída combinado na entrada para um turbo-expansor, e os fluxos de gás de saída combinado usualmente misturando valores de combustível CO e VOC à frente de um TOD.

[0079] É preferido processar gás de saída de pelo menos dois meios de reação distintos em uma recuperação dos solventes comuns e/ou meios de desidratação compartilhados, meios de turbo-expansor, meios de condensador, meios de divisão, TOD e/ou purificador de bromo. É preferido que pelo menos porção dos ditos meios de reação distintos seja separada horizontalmente entre si por menos de cerca de 1.000, 500 ou 300, ou 150 metros. “Processo integrado” significa que correntes de alimentação ou de produto de dois processos diferentes/instalações são combinadas

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41/51 e processadas usando pelo menos uma peça de equipamento comum selecionado do grupo que consiste de meios de turbo-expansor, meios de condensador, meios de divisão, TOD e/ou purificador de bromo.

[0080] Quando formar uma mistura de gases de saída, é preferido que a quantidade de todos os gases de saída na mistura que é originária do meio secundário de reação de oxidação seja muito inferior a quantidade de todos os efluentes gasosos na mistura que é a fonte primária do meio de reação de oxidação. Em misturas de gás de saída primária e secundária, é preferido que o gás de saída, decorrentes de meios de reação de oxidação secundária compreende menos de cerca de 20, ou 10, ou 5, ou 2 porcento em peso da massa de gás de saída combinado e menos de cerca de 20, ou 10, ou 5, ou 2 porcento em peso da massa de dinitrogênio de gás de saída combinado. Em misturas de gás de saída primária e secundária, é preferido que o gás de saída, decorrentes de meios de reação de oxidação secundária compreende pelo menos cerca de 0,1, ou 0,2 ou 0,4 ou 0,8 porcento em peso da massa de gás de saída combinado e menos que cerca de 0,1, ou 0,2 ou 0,4 ou 0,8 porcento em peso da massa de dinitrogênio de gás de saída combinado.

[0081] É preferido que, pelo menos, cerca de 40, ou 60, ou 80, ou 90 porcento em peso de gás de saída de pelo menos um meio secundário de reação de oxidação é combinado com pelo menos cerca de 40, ou 60, ou 80, ou 90 porcento do peso do gás de saída de reação a partir de um meio primário de reação de oxidação para processamento em uma recuperação dos solventes comuns e/ou meios de desidratação, compartilhada, meios de turbo-expansor, meios de condensador, meios de divisão, TOD e/ou purificador de bromo. É preferido que, pelo menos, uma porção do gás de saída do dito meio secundário é formada a uma temperatura de pelo menos cerca de 160, ou 175, ou 190, ou 200°C. É preferido que, pelo menos, uma porção do gás de saída do dito meio secundário é formada por uma temperatura de menos de cerca de 250, ou 240, ou 230, ou 220°C. É preferido que, pelo menos, uma porção do gás de saída do dito meio secundário é formada por uma pressão de pelo menos cerca de 7, ou 10, ou 13, ou 16 bar atmosférico. É

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42/51 preferido que, pelo menos, uma porção do gás de saída do dito meio secundário é formada por uma pressão de menos de cerca de 40, ou 34, ou 28, ou 24 bar atmosférico.

[0082] É preferido que pelo menos uma porção do gás de saída de reação de pelo menos dois meios distintos de reação de oxidação secundária são combinadas entre si e com pelo menos uma porção de gás de saída de reação a partir de um meio de reação de oxidação primária para o processamento em uma recuperação dos solventes comuns e/ou meios de desidratação, compartilhada, meios de turboexpansor, meios de condensador, meios de divisão, TOD e/ou purificador de bromo. É preferido que, pelo menos, uma porção do gás de saída de pelo menos um meio secundário é formada por uma temperatura de menos de cerca de 20, ou 15, ou 10, ou 5°C maior do que uma porção do dito gás de saída do dito meio de reação de oxidação primária. É preferido que, pelo menos, uma porção do gás de saída de um meio secundário é formada por uma temperatura de pelo menos cerca de 10, ou 15, ou 25, ou 35°C maior do que uma porção do dito gás de saída do dito meio de reação de oxidação primário e/ou uma porção do dito gás de saída de um meio secundário de reação de oxidação distinto. É preferido que pelo menos uma porção do dito gás de saída de um meio secundário é formada por uma temperatura de menos de cerca de 20, ou 15, ou 10, ou 5°C, diferente do que uma porção do dito gás de saída de um meio secundário de reação de oxidação distinto. É preferido que pelo menos um do dito gás de saída vem de um meio secundário de reação de oxidação separado horizontalmente de uma porção do dito meio primário de reação por menos cerca de 60, ou 20, ou 8, ou 2 metros. É preferido que pelo menos um do dito gás de saída vem de um meio secundário de reação de oxidação separado horizontalmente de uma porção do dito meio primário de reação por menos cerca de 4, ou 8 ou 16, ou 32 metros.

[0083] É preferido o processo de pelo menos cerca de 40, ou 60, ou 80, ou 90 porcento em peso do dinitrogênio em gás de saída de reação de pelo menos um meio secundário de reação de oxidação combinado com pelo menos cerca de 40, ou 60, ou 80, ou 90 porcento em peso do dinitrogênio em gás de saída de reação de

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43/51 um meio primário de reação de oxidação em um compartilhado, meios de turboexpansor comum, meios de condensador, meios de divisão, TOD e/ou purificador de bromo.

[0084] As invenções aqui são preferidas para um processo de produção de um TPA bruto, em que um total de impurezas de ácido monocarboxílico compreende pelo menos cerca de 1.000, ou 2.000, ou 4.000, ou 6.000 ppm em peso, produzindo uma TPA purificada, em que o total de impurezas de ácido monocarboxílico corresponde a menos de cerca de 1.000, 500 ou 300, ou 200 ppm em peso e produzindo tanto TPA bruto quanto purificado, simultaneamente, em qualquer proporção relativa. Impurezas de ácidos monocarboxílicos incluem especialmente o ácido benzóico, ácido para-toluico e 4-carboxibenzaldeído.

[0085] As invenções aqui são mais preferidas para a produção de TPA purificado com a cor b* de menos de cerca de 4,0 ou 3,5 ou 3,0 ou 2,5 b* unidades. O valor b* como aqui utilizado é um atributo de cor medido em um instrumento espectroscópico, tal como um instrumento Ultrascan Hunter XE (Hunter Associates Laboratory, Inc., 11491 Sunset Hills Road, Reston, VA 20190-5280, www.hunterlab.com) usando um modo de reflexão. Leituras positivas significam o grau de amarelo (ou absorbância de azul), enquanto que leituras negativas significam o grau de azul (ou absorbância de amarelo).

[0086] As invenções aqui se aplicam aos processos de conversão m-xileno (mX) em ácido isoftálico (IPA) em todos os aspectos das descrições substituindo as espécies meta para as espécies para, por exemplo, mX para pX, IPA para TPA, ácido meta-toluico de ácido para-toluico e 3- carboxibenzaldeído para 4carboxibenzaldeído. Esta extensão aplica-se também a um processo de fabricação de IPA separadamente. A extensão também se aplica parcialmente e/ou totalmente aos processos combinados de fabricação de ambos TPA e IPA.

[0087] Aspectos da invenção pertencente à reação de combinação de gás de saída provenientes de meios de reação diferentes para o processamento em pelo menos uma recuperação de solventes e/ou meios de desidratação turbo-expansor, condensador, meios de divisão, TOD e/ou purificador de bromo se aplica em todos

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44/51 os aspectos, mesmo quando as espécies aromáticas preponderantes em pelo menos um meio de reação é para-substituídas e as espécies aromáticas preponderantes em pelo menos um meio de reação é meta-substituída. Todos os aspectos da invenção relacionados com o solvente recuperado se aplicam igualmente quando pelo menos uma porção de solvente recuperado de reação do gás de saída de um oxidante xileno é posteriormente utilizada dentro de 72, ou 48, ou 24 ou 12 horas em meio de reação oxidando o outro xileno. Todos os aspectos da invenção relacionados com o solvente filtrado é igualmente aplicável quando pelo menos uma porção do solvente filtrado formado pela separação de um produto sólido que é predominantemente um ácido dicarboxílico aromático é posteriormente utilizado nas 72, 48, 24, 12 horas em meio de reação de oxidação do outro xileno. (Mesmo que seja possível, e muitas vezes preferível, manter mesmo impurezas aromáticas pesadas de Co/Mn/Br a partir de um filtrado isolado dos outros, não é preferido manter componentes de água, ácido acético e ácido benzóico separados.). [0088] É preferido o tratamento de pelo menos uma porção do solvente filtrado (para-filtrado) de um processo em que as espécies aromáticas preponderantes são para-substituídas e uma porção do solvente filtrado (meta-filtrado) a partir de um processo onde as espécies aromáticas preponderantes são meta-substituídas em uma purificação de solventes e/ou processo de recuperação de catalisador partilha pelo menos um conduto, vaso contendo pressão, e/ou item de equipamento rotativo. Unidades de purificação de filtrado apropriadas são compreendidas nas patentes US Pat. N ° 4.939.297, US 7.351. 396 e pedido de patente US Pedido de Pat. Pub. N° 2005-0038288 (as descrições inteiras de que são incorporadas por referência). É mais preferido que pelo menos uma porção de para-filtrado e de meta-filtrado é co-alimentado ao mesmo tempo, em comparação como sendo em campanha na seqüência. É preferido que pelo menos uma porção de filtrado purificado e/ou pelo menos uma parte do catalisador recuperado do dito processo são posteriormente usados para formar pelo menos uma porção do meio de reação de oxidação e, posteriormente, para formar uma porção de para-filtrado ou de meta-filtrado, mais de preferência

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45/51 formando uma parte de ambos os filtrados. É preferido que, pelo menos, cerca de 10, ou 40, ou 80, ou 98 porcento em peso das impurezas aromáticas removidas do para-filtrado pela dita purificação de solvente filtrado e/ou processo de recuperação do catalisador são fisicamente combinados com pelo menos cerca de 10, ou 40 , ou 80, ou 98 porcento em peso das impurezas aromáticas removidas do meta-filtrado pelo dito processo.

[0089] Todos os aspectos da invenção pertencentes a ar comprimido para o fornecimento de oxidante se aplica quando uma porção de ar comprimido de um meio de compressão é dividida para fornecimento de oxidante a pelo menos um meio de reação de oxidação em que as espécies aromáticas preponderantes são para-substituídos e pelo menos um de outro meio de reação de oxidação em que outras espécies aromáticas preponderantes são meta-substituídas.

[0090] Todos os aspectos da invenção pertencentes a oxidante-fornecimentointerresfriador-condensado se aplicam quando pelo menos uma porção de oxidantefornecimento-interresfriamento-condensado é dividido com a parte sendo utilizada em pelo menos uma etapa do processo onde as espécies aromáticas preponderantes são para-substituídas e com outra parte sendo utilizada em pelo menos uma etapa do processo em que outras espécies aromáticas preponderantes são meta-substituídas.

[0091] Em uma modalidade, é preferido que um processo de produção menor do IPA está co-localizado com um maior processo de produção da TPA. Quando o gás de saída de pelo menos um meio de reação preponderantemente meta-substituído é combinado com o gás de saída de pelo menos um meio de reação preponderantemente para-substituído, é preferido que os gases de saída resultantes do meio preponderantemente meta-substituído compreendem menos que cerca de 50, ou 40, ou 30, ou 20 porcento em peso da massa combinada dos gases de saída e menos de cerca de 50, ou 40, ou 30, ou 20 porcento em peso da massa de dinitrogênio no gás de saída combinado.

[0092] Quando o gás de saída de pelo menos um meio de reação preponderantemente meta-substituído é combinado com o gás de saída de pelo

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46/51 menos um meio de reação preponderantemente para-substituído, é preferido que o gás de saída resultantes dos meios preponderantemente meta-substituídos compreende pelo menos cerca de 0,5, ou 1,0 ou 1,5 ou 2,0 porcento em peso da massa combinada dos gases de saída e menos de cerca de 0,5, ou 1,0 ou 1,5 ou 2,0 porcento do peso da massa de dinitrogênio no gás de saída combinado.

[0093] Quando um meio de compressão do ar ambiente fornece oxidante para pelo menos um meio de reação preponderantemente meta-substituído e pelo menos um meio de reação preponderantemente para-substituído, é preferido que os meios de reação preponderantemente meta-substituídos recebem menos do que cerca de 50, ou 40, ou 30, ou 20 porcento em peso de fluxo de massa total do dito oxidante d o dito meio de compressão do ar. Quando um meio de compressão do ar ambiente fornece oxidante para, pelo menos, um meio de reação preponderantemente metasubstituído e pelo menos um meio de reação preponderantemente para-substituído, é preferido que os meios de reação preponderantemente meta-substituídos recebem pelo menos cerca de 0,5, ou 1,0, ou 1,5, ou 2,0 porcento em peso do fluxo de massa total do oxidante do dito meio de compressão do ar.

[0094] É mais preferido que ditos processos de fabricação do IPA e TPA são colocalizados com pelo menos um processo de fabricação co-localizado de PET. É preferido que o IPA produzido no referido processo co-localizado compreende pelo menos cerca de 0,5, ou 1,0 ou 1,5 ou 2,0 porcento em peso de todos os ácidos dicarboxílicos alimentadas a um processo de produção de co-localizados de PET. Também é preferido que o IPA produzido no referido processo co-localizado compreende menos de cerca de 16, ou 12, ou 8, ou 4 porcento em peso de todos os ácidos dicarboxílicos alimentados a um processo de fabricação co-localizados de PET.

[0095] Em outra modalidade, com ou sem co-localização do IPA e TPA, é mais preferido que pelo menos uma porção do IPA alimentado a partir de um meio de reação primária que compreende espécies preponderantemente meta-substituídas é alimentado a um meio de reação de PET sem dito IPA tendo sido purificado pela dissolução, seletivamente hidrotratada, e re-precipitada para remover 3-CBA e/ou

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47/51 espécies coloridas.

[0096] Em uma modalidade, é preferido que dito IPA alimentado com meio de reação PET é ou IPA bruto diretamente de um meio primário de reação de oxidação que é preponderantemente meta-substituído ou é IPA pós-oxidado formado em um meio de reação secundária, cuja temperatura de reação média é menos do que cerca de 24, 16, 12, 8 graus mais quente do que dito meio de reação primário. É preferido que dito IPA bruto e/ou IPA pós oxidado compreende pelo menos cerca de 20, ou 80, ou 160, ou 320 ppm em peso de 3-CBA; menos de cerca de 3.000, ou 2.400, ou 1.800 ou 1.200 ppm em peso de 3-CBA, pelo menos cerca de 2, ou 4, ou 8 ou 16 ppm em peso de 2,6-DCF, e menos do que cerca de 160, ou 120, ou 80, ou 60 ppm em peso de 2,6-DCF.

[0097] Em outra modalidade, é preferido que dito IPA alimentado para PET é IPA digerido formado em um meio de reação secundária, cuja temperatura de reação média é menos do que cerca de 16, ou 24, ou 30, ou 36°C mais quente do que dito meio de reação primária e menos do que cerca de 80, ou 70, ou 60, ou 50°C mais quente do que dito meio de reação primária. É preferido que dito IPA digerido compreenda pelo menos cerca de 10, ou 40 ou 60, ou 80 ppm em peso de 3-CBA; menos de cerca de 1.000, ou 800, ou 500, ou 300 ppm em peso de 3-CBA, pelo menos cerca de 2, ou 4, ou 6 ou 8 ppm em peso de 2,6-DCF, e menos do que cerca de 120, ou 80 ou 60, ou 40 ppm em peso de 2,6-DCF.

[0098] Outro aspecto da presente invenção refere-se à disposição melhorada de água condensada e retirada do ambiente, ao invés de serem mantidas como vapor, durante a compressão do ar ambiente para o abastecimento de oxidante. Meios de compressão para o fornecimento de ar ambiente pressurizado, muitas vezes incluem sistemas de múltiplos estágios de compressão utilizando pelo menos um interresfriador para remover o calor de compressão para tornar o processo mais termodinamicamente e mecanicamente eficaz. Estes sistemas normalmente produzem água condensada em refriadores interestágios, e essa água é geralmente separada do ar antes da entrada para um estágio posterior de compressão. Porque tais oxidante-fornecimento-interresfriadores-condensação podem estar

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48/51 contaminados com lubrificantes e/ou fluidos de selagem, dito condensado é convencionalmente dirigido para uma unidade de tratamento de águas residuais, talvez só uma escumadeira de óleo embora algumas vezes compreendem tecnologias de tratamento biológico ou outro.

[0099] Verificou-se que os seguintes usos melhorados para oxidantefornecimento-interresfriador-condensado, simultaneamente reduzir os custos de tratamento de águas residuais e reduzir os custos de aquisição e/ou purificar água de utilidades. É preferido alimentar pelo menos uma porção de oxidantefornecimento-interresfriador-condensado em um processo de TPA e/ou processo de PET adjacentes, mais preferivelmente em pelo menos uma das seguintes etapas de processo. Uma recuperação solventes de TPA e/ou meios de desidratação, especialmente como refluxo, conforme aqui definido. Um sistema de purificação de solvente filtrado de TPA, especialmente como auxiliar de separação azeotrópica para recuperação ou de componentes de catalisador de TPA, mais preferivelmente compreendendo acetato de isopropila de acordo com as referências contidas aqui. Um processo para purificar TPA por hidrogenação catalítica seletiva do TPA bruto. Uma purificadora em um ambiente de ventilação de ou um processo de TPA ou PET ou vaso de armazenamento.

[0100] É preferido alimentar pelo menos uma porção de oxidante-fornecimentointerresfriador-condensado em pelo menos um sistema de água de utilidade, mais de preferência compreendendo os seguintes sistemas, e mais preferivelmente para uso por um processo de TPA e/ou processo de PET adjacente. Um sistema de água de refrigeração, mais de preferência um sistema de torre de resfriamento de água onde a água é resfriada por contato direto com o ar. Um sistema de água filtrada. O sistema de água deionizada e/ou desmineralizada. Um sistema de aguardente.

[0101] A quantidade de oxidante-fornecimento-interresfriador-condensado varia com a umidade do ambiente, com temperatura média de refrigeração, com taxa de alimentação de pX, e com excesso de dioxigênio na reação do gás de saída tanto transientemente e, em média. Assim, é preferido que usos descritos, preferidos, pelo menos, cerca de 0,01, ou 0,02, ou 0,04, ou 0,08 kg de oxidante-fornecimentoPetição 870170098329, de 15/12/2017, pág. 58/65

49/51 interresfriador-condensado por quilograma de pX alimentados ao meio de reação de oxidação correspondente.

[0102] Em geral, é preferido desafogar o vapor d'água em equilíbrio aproximadamente contínuo com a sua introdução através de diversas etapas do processo, mas, no entanto, é inevitável que haja perturbações de produção e atividades de manutenção, que produzem um excesso temporário de águas residuais líquidas. Por exemplo, a abertura de um vaso de processo para a inspeção ou reparos durante o processo de desligamento geralmente é precedido por lavagem completamente com água ou vapor para remover praticamente todos os solventes, substrato e produto, e a quantidade de tal água virada pode ser grande para as atividades de manutenção principais. É preferido fornecer pelo menos um reservatório de armazenagem de águas residuais líquidas e que esta água residual líquida é posteriormente devolvida a pelo menos uma etapa do processo e, subsequentemente ventilada como vapor d'água de acordo com outras descrições aqui. É preferido que tais reservatórios de armazenamento de águas residuais líquidas proporcionam isolamento eficaz para o controle da liberação de compostos orgânicos voláteis (VOC) para a temperatura ambiente. É preferido que o volume de tais reservatórios de armazenagem seja de pelo menos cerca de 50, ou 100, ou 200, ou 400 metros cúbicos. É preferido que o volume dos reservatórios de armazenamento, é inferior a cerca de 12.000, ou 9.000, ou 6.000, ou 3.000 metros cúbicos.

[0103] Ao combinar vários aspectos relacionados com expelir água em forma de vapor ao meio ambiente, mais de preferência após o tratamento em um TOD, juntamente com o uso de oxidante-fornecimento-interresfriador-condensado e/ou água de purificação de bromo em aplicações descritas para o processo e/ou água de utilidade, é preferido produzir menos que cerca de 400, ou 350, ou 300, ou 250, ou 200, ou 100, ou 50, ou 20 gramas de águas residuais de efluentes líquidos por quilograma de produto de TPA sólido formado. É preferido que este desempenho seja mantido essencialmente continuamente por longos períodos. É preferido produzir esses baixos níveis de águas residuais de efluentes líquidos de pelo menos

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50/51 cerca de 60, ou 80, ou 90, ou 95 porcento do tempo em um período contínuo de 24 horas. É preferido produzir esses baixos níveis de águas residuais de efluentes líquidos em média, durante um período de pelo menos cerca de 4, ou 16, ou 64 ou 254 dias. Uma unidade de síntese de PET também produz água a partir de reações de conversão pelo menos uma porção da TPA em PET, e esta água é frequentemente contaminada com vários compostos de VOC, por exemplo, etileno glicol, acetaldeído, e vários dioxolanos. É preferido o tratamento de pelo menos uma porção de água contaminada de formação de PET em uma unidade, comum partilhada junto com a água da formação de TPA de uma unidade de TPA adjacente. Preferencialmente, dita água contaminada pela formação de PET é deixada sair em forma de vapor da dita unidade de PET para o tratamento, ou é convertida em uma forma de vapor usando pelo menos uma porção da energia térmica da dita unidade de TPA adjacente.

[0104] Em outra modalidade da invenção, a quantidade de água gerada como subproduto ou adicionada à oxidação, que está saindo, dita unidade de produção para o meio ambiente externo como um vapor é pelo menos 0,3, ou 0,4 ou 0,49 kg por quilograma de composto aromático. Como usado aqui instalações de produção podem incluir o tratamento de águas residuais.

[0105] Mais de preferência, pelo menos uma porção de água vaporizada da formação de PET a partir de reações em uma unidade adjacente síntese de PET é tratada junto com pelo menos uma porção de água vaporizada de formação de TPA em TOD comum compartilhado, ainda mais preferivelmente uma RTO, de acordo com qualquer e/ou todas as descrições aqui relativas ao tratamento de gás de saída de reação do meio de reação de oxidação. É preferido que pelo menos uma porção do meio de reação de oxidação formando TPA está localizada de tal forma que a distância mínima horizontal da dita unidade de síntese de PET é menor do que cerca de 1800, ou 900, ou 300, ou 100 metros. É preferido que pelo menos uma porção da TPA seja alimentada em um meio de reação da dita unidade adjacente de síntese de PET, em menos de cerca de 72, ou 24, ou 12, ou 4 horas depois de ter sido formada a partir de para-xileno. É preferido o processamento de pelo menos cerca de 40 ou

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60, ou 70, ou 80 porcento em peso do gás de saída da dita unidade adjacente de síntese de PET em TOD comum compartilhado, mais de preferência RTO, com pelo menos cerca de 40, ou 60, ou 70, ou 80 porcento em peso do gás de saída de reação de pelo menos um meio primário de reação de oxidação. É preferido o processamento de pelo menos cerca de 40, ou 60, ou 70, ou 80 porcento em peso da água da formação de TPA de uma unidade de produção da TPA é transformada em TOD comum compartilhada, mais de preferência RTO, com pelo menos cerca de 40, ou 60, ou 70, ou 80 porcento em peso da água da formação de PET na dita unidade adjacente de produção de PET.

[0106] É preferido que o fluxo normal de efluente das águas residuais do processo de unidade adjacente de produção do dito PET combinado com o fluxo normal do efluente das águas residuais do processo da dita unidade de produção de TPA é inferior a cerca de 400, ou 200, ou 100, ou 50 gramas de efluente das águas residuais líquidas por quilo de PET formado. Se a quantidade de TPA produzida na dita unidade de produção de TPA difere da quantidade de TPA consumido na dita unidade adjacente de produção de PET por mais de 10 porcento em peso, então o efluente das águas residuais líquidas da dita unidade de TPA é rateada pela razão de sua utilização na dita unidade de PET, este valor é somado com o efluente das águas residuais líquidas da dita unidade de PET, e é dividido pela quantidade de PET produzida.

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Claims (17)

1. REIVINDICAÇÕES

   1. Processo para produzir um ácido dicarboxílico aromático, caracterizado pelo fato de que compreende:

   (a) oxidar um composto aromático em pelo menos um oxidante para assim produzir um gás de saída oxidante e um produto oxidante que compreende um ácido dicarboxílico aromático;

   (b) introduzir pelo menos uma porção do dito gás de saída oxidante em um sistema de recuperação de solvente para assim produzir um gás de saída esgotado de solvente e um solvente recuperado;

   (c) a adição de produtos de combustão a quente ao dito gás de saída esgotado de solvente para assim prover gás de saída aquecido que compreende VOC; e (d) passar pelo menos uma porção do dito gás de saída aquecido através de um turbo-expansor, em que pelo menos 50 por cento em mol dos compostos de hidrocarbila presentes no dito gás de saída esgotado de solvente saindo do dito sistema de recuperação de solvente é passado através do dito turbo-expansor.
2. 2. Processo de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que ditos produtos de combustão a quente são adicionados ao dito gás de saída esgotado de solvente em uma quantidade suficiente para manter dito gás de saída aquecido a uma temperatura que é pelo menos 5°C acima de sua temperatura do ponto de orvalho local em todos os pontos durante a passagem do dito gás de saída aquecido através do dito turbo-expansor.
3. 3. Processo de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a temperatura do dito gás de saída aquecido é pelo menos 10°C maior que a temperatura do dito gás de saída esgotado de solvente.
4. 4. Processo de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a quantidade da energia térmica adicionada ao dito gás de saída esgotado de solvente pelo dito produto de combustão a quente é pelo menos 100 watts por quilograma do dito composto aromático alimentado ao dito oxidante.
5. 5. Processo de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de

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   2/3 que a quantidade da energia térmica adicionada ao dito gás de saída esgotado de solvente pelo dito produto de combustão a quente é menos do que 1.000 watts por quilograma do dito composto aromático alimentado ao dito oxidante.
6. 6. Processo de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente oxidar um combustível com dioxigênio para assim produzir ditos produtos de combustão a quente, em que dito combustível compreende compostos de hidrocarbila.
7. 7. Processo de acordo com a reivindicação 6, caracterizado pelo fato de que dito combustível predominantemente compreende metanol, etanol, metano, propano, butano, e/ou óleo combustível.
8. 8. Processo de acordo com a reivindicação 6, caracterizado pelo fato de que dito combustível compreende pelo menos 50 por cento em peso de metano.
9. 9. Processo de acordo com a reivindicação 6, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente comprimir o ar em um compressor de ar para assim proporcionar ar comprimido, compreendendo adicionalmente introduzir uma primeira porção do dito ar comprimido no dito oxidante, compreendendo adicionalmente usar uma segunda porção do dito ar comprimido para fornecer pelo menos uma porção do dito dioxigênio usado para oxidar dito combustível.
10. 10. Processo de acordo com a reivindicação 9, caracterizado pelo fato de que um catalisador de oxidação não é usado para promover dita oxidação do dito combustível.
11. 11. Processo de acordo com a reivindicação 10, caracterizado pelo fato de que pelo menos 10 por cento em peso dos compostos de hidrocarbila presentes no dito gás de saída esgotado de solvente não são queimados antes da saída do último estágio do dito turbo-expansor.
12. 12. Processo de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que pelo menos 50 por cento em peso do acetato de metila presente no dito gás de saída esgotado de solvente removido do dito sistema de recuperação do solvente é passado através do turbo-expansão.
13. 13. Processo de acordo com a reivindicação 1 ou 6, caracterizado pelo

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    3/3 fato de que compreende adicionalmente resfriar o gás de saída do turbo-expansor saindo do ultimo estágio do dito turbo-expansor em um condensador de gás de saída para assim condensar vapor d'água presente no dito gás de saída do turboexpansor para assim prover um efluente do condensador que compreende um gás de saída do condensador e um líquido condensado.
14. 14. Processo de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente passar pelo menos uma porção do dito efluente do condensador através de um vaso de purificação para assim separar dito efluente do condensador em um gás de saída de divisão e um líquido de divisão.
15. 15. Processo de acordo com a reivindicação 14, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente submeter pelo menos uma porção do dito gás de saída de divisão para destruição oxidativa térmica (TOD) em um dispositivo TOD para assim produzir gás de saída por TOD.
16. 16. Processo de acordo com a reivindicação 15, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente tratar dito gás de saída por TOD em um purificador de bromo para assim produzir um gás de saída esgotado de bromo.
17. 17. Processo de acordo com a reivindicação 1 ou 6, caracterizado pelo fato de que dito composto aromático é um para-xileno e/ou meta-xileno.

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    FIGURA 1: CONFIGURAÇÃO EXEMPLARES DA PRESENTE INVENÇÃO