CH650248A5

CH650248A5 - Process for producing urea

Info

Publication number: CH650248A5
Application number: CH4333/82A
Authority: CH
Inventors: Umberto Zardi
Original assignee: Ammonia Casale Sa
Priority date: 1982-07-16
Filing date: 1982-07-16
Publication date: 1985-07-15

Description

La presente invenzione si riferisce ad un processo per la produzione di urea per sintesi, nel quale ammoniaca (NH3) ed anidride carbonica (C02) sono fatte reagire sotto pressione ed a temperatura elevate per formare urea, carbamato ammonico, acqua e composti non reagiti, e nel quale i prodotti della reazione in uscita da detto reattore di sintesi sono trattati per decomporre detto carbamato e ricuperare i composti non reagiti al fine di ricircolarli al reattore; più in particolare il trovato si riferisce ad un processo per produrre urea con bassi consumi energetici, alte rese di reazione e bassi contenuti residui di composti non reagiti.

È noto che alte rese di reazione sono favorite da alti eccessi di ammoniaca (rispetto al rapporto Stechiometrico), che richiedono però alte pressioni di funzionamento del reattore. Le alte pressioni di sintesi sono sfavorevoli al conseguimento di una efficiente separazione dei composti non reagiti dalla soluzione di urea. Conseguentemente prima dell'avvento delle cosiddette tecnologie di «Stripping» che grazie all'azione di un agente strippante (NH3 e/o CO2) effettuano la separazione della maggior parte dei composti non reagiti in stadi funzionanti alla stessa pressione nel reattore, una drastica riduzione della pressione era prevista a valle del reattore per ottenere una efficace separazione dei detti composti reagiti. Nei processi di Stripping si è drasticamente ridotta la pressione di funzionamento del reattore, a detrimento delle rese, per poter effettuare isobaricamente ad una pressione di compromesso la separazione dei composti non reagiti con l'ausilio di un agente strippante.

Ultimamente sono stati descritti diversi processi che si proponevano di abbinare i vantaggi dei processi convenzionali in reattori ad alte rese, con i vantaggi dei processi di Stripping. Tra i processi più recenti di questo tipo si possono segnalare quelli descritti in: A) brevetto USA n. 4208 347 (Montedison); B) domanda di brevetto PCT/JP 70/00192 (Mitsui T. e Toyo E.); C) pubblicazione di brevetto inglese n. 2 028 311 (Ammonia Casale S.A.); D) domanda di brevetto italiano n. 24357A/80 (Snam progetti).

È bene premettere che precursore dei suddetti documenti brevettuali può essere considerato (E) il brevetto inglese n. 1 1185 944 (Chemico) che prevede il trattamento della maggior parte della soluzione effluente da un reattore ad alta resa in due stadi in serie (solo il primo o entrambi isobarici col reattore); nel primo stadio avviene la separazione della maggior parte del carbamato anche con l'ausilio di NH3 fresca di Stripping, nel secondo stadio si separa la NH3 residua introducendo C02 fresca di Stripping.

I suddetti processi secondo A), C) e D) prevedono, a valle di un reattore di urea due stadi di separazione in serie nei quali si effettua una separazione «selettiva» dei composti non reagiti: in particolare in A) e D) si effettuano la separazione della maggior parte del carbamato nel primo stadio e la separazione dell'ammoniaca residua con l'impiego di C02 di Stripping nel secondo stadio; in C) si effettuano la separazioni prevalente di ammoniaca nel primo stadio e la decomposizione del carbamato nel secondo stadio con eventuale ausilio di C02 di Stripping nel secondo o in entrambi gli stadi. Ciò è conseguito mediante condizioni critiche di funzionamento nei due stadi di separazione. Il processo secondo B) prevede, a valle di un reattore ad alta resa, due stadi di separazione nei quali si effettua una separazione dei composti non reagiti. Come nei processi A) e D), nel primo stadio è previsto uno scambiatore a film e l'impiego di NH3 come agente di Stripping. Perciò analogamente ad A) e D) la maggior parte del carbamato è selettivamente separato sul primo stadio mentre, nel secondo stadio si completa la separazione dei reagenti residui mediante l'ausilio di C02 come agente strippante; nei due stadi sono previsti scambiatori a film. Il processo secondo D) ha come variante rispetto a quello secondo A) il secondo stadio di trattamento non isobarioc col resto del loop (reattore in un solo stadio isobarico col primo stadio di trattamento).

Nel processo secondo A) tutti i vapori (NH3 + C02) ottenuti dalla decomposizione del carbamato (prevalente nel primo stadio), sono separati e ricircolati direttamente al reattore (e, nel caso in cui questo è in due tronchi, al tronco superiore), mentre i vapori ottenuti nel secondo stadio (ammoniaca residua separata e C02 di Stripping introdotta nel decompositore a film), sono completamente condensati e ricircolati al reattore (tronco superiore nel caso del reattore in due sezioni). Il processo secondo B) precede la miscelazione dei vapori separati nei due stadi a valle di un reattore convenzionale ad alta resa, e la loro condensazione prima del loro riciclo sotto forma di soluzione al reattore mediante l'impiego di un eiettore.

II brevetto A), pur descrivendo in una delle alternative,

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il reattore in due tronchi sovrapposti, prevede sempre il riciclo delle due correnti di sostanze separate nei due stadi in serie a valle del reattore, entrambe al reattore principale (tronco superiore nel caso del reattore in due parti) o semplicemente al reattore in corpo unico). Anche se, come è risaputo, il reattore in due stadi viene adottato per sfruttare il concetto di per sé noto di avere più zone di reazione con diversi rapporti molari NH3/C02 allo scopo di ottimizzare le rese di trasformazione, esso però non risolve in modo economicamente soddisfacente l'importante problema del controllo del bilancio termico (temperatura di funzionamento) nelle due zone di reazione, problema che ha rappresentato lo scoglio principale che ha impedito a tutt'oggi un'attuazione effettivamente pratica di questi sistemi.

Il problema del bilancio termico diventa ancora più acuto nei reattori ad alta resa dove occorre operare con alti eccessi di NH3 che comportano una maggior deficienza di calore.

Secondo i processi A) e D) inoltre, poiché tutti i composti gassosi provenienti dal secondo stadio di trattamento sono condensati prima del loro riciclo al reattore, è assolutamente imperativo, per motivi di bilancio termico del reattore, che praticamente tutto il carbamato sia separato nel primo stadio, otttenendo così un sufficiente quantitativo di C02 nella corrente gassosa ricircolata tal quale al reattore, che garantisce un sufficiente apporto di calore come calore di reazione di formazione del carbamato. Per ottenere detta separazione selettiva della maggior parte del carbamato nel primo stadio occorre pertanto operare con complessi e costosi scambiatori a film e con l'impiego di elevati quantitativi, di agente strippante (NH3) che come detto sopra, dev'essere onerosamente evaporato.

In effetti il processo secondo A) compensa inoltre il bilancio termico deficitario dei due stadi di reazione mediante l'introduzione, in entrambi gli stadi, di ammoniaca fresca di alimentazione preriscaldata e/o evaporata con conseguente dispendio di energia e complessività di controllo. In più va sottolineato che una parte dell'ammoniaca fresca di alimentazione dev'essere inviata anche al primo stadio di trattamento dell'effluente dal reattore come agente strippante, per ottenere la decomposizione della maggior parte del carbamato. Entrambe le zone di reazione sono perciò deficitarie di calore per cui antieconomicamente tutta l'ammoniaca fresca di alimentazione dev'essere preriscaldata e/o evaporata.

Nel processo secondo B) il problema del bilancio termico del reattore è ignorato a causa del fatto che tutto il carbamato (reazione esotermica e quindi fonte principale di calore) si forma tutto all'esterno del reattore.

Nel processo secondo C) questo aspetto critico, che peraltro condiziona e definisce il sistema di riciclo dei composti non reagiti dei due stadi di trattamento, non è descritto (perché estraneo o non omogeneo all'aspetto essenziale del trattamento specifico oggetto dell'invenzione).

Sia nel processo secondo A) che in quello secondo B) l'elevata pressione di sintesi richiesta per avere altre rese, condiziona fortemente le rese di separazione dei composti non reagiti nei due stadi di trattamento operanti isobarica-mente col reattore.

Primo scopo della presente invenzione è ora quello di provvedere un processo che non presenti gli inconvenienti precedenti e consenta di abbinare felicemente una reazione di sintesi ad alta resa con una successiva efficace separazione dei composti non trasformati in urea in detta reazione.

Un altro scopo del trovato è quello di provvedere un processo che sia in grado di effettuare contemporaneamente la reazione di sintesi ad alte rese, l'efficace separazione dei composti non reagiti ed il controllo del bilancio termico senza dispendio addizionale di energia.

Un ulteriore scopo dell'invenzione è rappresentato da un processo in cui le condizioni ottimali di reazione (rapporti NH3/C02, temperatura di reazione ecc.) a monte sono controllate controllando le condizioni del trattamento a valle.

Infine ancora un altro scopo del trovato è costituito da un processo in cui si realizza una distribuzione della pressione nei suoi vari stadi che consenta di ottenere un'elevata flessibilità ed economicità.

Questi ed altri scopi vengono raggiunti col processo secondo il ritrovato, che si caratterizza per il fatto che essendo la reazione di sintesi effettuata in due zone in serie ciascuna con un diverso rapporto NH3/C02, alla prima di dette zone viene ricircolata, dopo parziale condensazione, tutta la corrente di reagenti (NH3 + C02) uscente dal secondo stadio di trattamento, mentre alla seconda zona di reazione viene ricircolata almeno parzialmente la corrente di gas (NH3 + C02) tal quale uscente dal primo stadio di trattamento, le quantità di effluenti dal primo e secondo stadio di trattamento venendo controllate in modo da assicurare rapporti NH3/C02 e temperature di reazione ottimali nelle due zone di reazione.

Secondo un aspetto del trovato, la corrente di gas recuperata nel secondo stadio di trattamento è condensata parzialmente o totalmente, ad una porzione di vapori dal primo e/o dal secondo stadio di trattamento inviata direttamente alla prima zona di reazione in modo che i vapori residui forniscano per reazione, in entrambi i casi (totale o parziale condensazione), il calore necessario a mantenere ai valori ottimali la temperatura della prima zona di reazione; analogamente il primo stadio di trattamento è regolato in modo da produrre gas capace di mantenere ai valori ottimali il rapporto NH3/C02 e la temperatura nella seconda zona di reazione. Eventualmente aggiunte di NH3 e COa fresche possono essere introdotte nel detto primo stadio di trattamento.

In una forma di realizzazione particolarmente vantaggiosa dell'invenzione, la pressione nella detta seconda zona di reazione è uguale a quella nel primo stadio di trattamento mentre la pressione nella prima zona di reazione è uguale alla pressione nel secondo stadio di trattamento e nel condensatore ed è di preferenza inferiore alla suddetta pressione nella seconda zona di reazione e nel primo stadio di trattamento. Ciò consente una grande flessibilità operativa edelevati risparmi energetici.

I diversi aspetti e vantaggi dell'invenzione appariranno meglio dalla descrizione dello schema rappresentato nel disegno allegato, e dagli esempi seguenti, detti schema ed esempi avendo carattere illustrativo e non limitativo.

Nel disegno di fig. 1 si è indicato con R tutta la parte complessiva in cui si fa avvenire la reazione di sintesi e con STR tutta la parte complessiva in cui si fa avvenire il trattamento di separazione dell'effluente da R.

Questa parte complessiva R è divisa ora in almeno due zone di reazione: Ri in cui la reazione tra i reagenti freschi Nj (che indica la corrente di alimentazione di NH3) e Ci (che indica la corrente di alimentazione di C02) nonché tra la corrente di riciclo (gas + liquido) G4 + (o L\ con G4 = 0), avviene ad un determinato rapporto (NH3/C02)1; pressione P1( temperatura Tj e quindi resa di trasformazione in urea Qx; R2 in cui la reazione di sintesi dell'effluente Sj da Rj, eventualmente addizionato con una corrente fresca di ammoniaca N2 e/o anidride carbonica C3 è fatta completare ad un rapporto (NH3/C02)2, pressione P2, temperatura T2 e resa Q2. L'effluente S2 dalla seconda zona di reazione R2 è ora sottoposto ad un trattamento quantitativo

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STR. di decomposizione del carbamato e separazione dei composti non reagiti, che è anch'esso effettuato in due stadi: Ej in cui a seconda delle condizioni operative soprattutto pressione P3, temperatura T3 (oltre al tempo di permanenza) si separa una quantità di gas G la maggior parte del quale è ricircolato come corrente Gx direttamente al secondo stadio di reazione R2 (l'eventuale parte rimanente G2 essendo portata nel circuito RCj e/o direttamente alla prima zona Rj; E2 in cui l'effluente S3 dal primo stadio di trattamento Ex è trattato a pressione P4 temperatura T4 di preferenza in controcorrente con anidride carbonica fresca C2 per recuperare tutti i rimanenti gas non reagiti G3 che dopo parziale condensazione in E3 (operante ad una pressione P5 e temperatura T5 eventualmente con introduzione di ammoniaca fresca N3) vengono ricircolati ocme miscela liquido-vapore G4 + Lt alla prima zona di reazione Rr In alternativa la condensazione in E3 può essere totale (G4 = 0, riciclo RC'j = L'j) ed una porzione dei valori G3 (= G'3) è inviata direttamente alla prima di reazione Rr L'effluente S4 da E2 subisce una purificazione convenzionale in E4 nella quale si separa il prodotto finale desiderato S5 e la soluzione L2 che viene ricircolata nel condensatore E3. Con il processo secondo l'invenzione si può realizzare uno schema totalmente isobarico con Pj = P2 = P3 = P4 = P5, o di preferenza uno schema non isobarico. In quest'ultimo caso si opera vantaggiosamente con la massima efficienza e flessibilità tenendo R2 ed Ex ad una stessa pressione P = P2 = P3, e R1; E2 ed Es ad una stessa pressione P' = Pi = P4 = P5, con P maggiore di P'. La pressione alta «P» viene perciò mantenuta solo in una piccola parte dell'impianto con notevoli risparmi energetici e di investimenti. Insieme alla pressione elevata P2 anche il rapporto (NHg/CO^a sarà scelto alto in modo da avervi la resa di trasformazione più alta.

Secondo l'aspetto più notevole del trovato, poiché il trattamento di decomposizione e separazione dei composti non reagiti in Ej e E2 è quantitativo, esso viene controllato in modo che sia nel primo (EJ che nel secondo (E2) stadio si ottengano direttamente quelle correnti di gas (G) e (G3) che introdotte separatamente nella prima rispettivamente nella seconda zona di reazione sono in grado di mantenervi i rapporti ottimali (NH^/COa)! e (NH3/C02)2 nonché i bilanci termici ottimali per ottenere le massime rese di trasformazione e la corretta temperatura di reazione. Le alte rese di trasformazione vengono ottenute minimizzando la pressione del reattore R e, vantaggiosamente per l'efficienza di separazione delle sostanze di trattamento, la pressione di funzionamento dei due stadi di trattamento a valle nel caso di un sistema isobarico, oltre che per ridurre vantaggiosamente i consumi energetici e gli investimenti nel caso di un sistema non-isobarico in cui soltanto la seconda zona di reazione ed il primo stadio di trattamento operano a pressione più elevata. Un ulteriore vantaggio deriva anche dal fatto che, per essere il trattamento di separazione quantitativo, il suo primo stadio può essere realizzato con mezzi molto economici, senza cioè dover usare un separatore a film.

Esempi

1. Funzionamento non isobarico (fig. 2 e tavola 1)

Nella prima zona di reazione Rx funzionante a Pt = 160 bar e Tj = 182°C vengono alimentate una corrente Nx di 33.22 moli di NH3, a 40°C, e la miscela liquido-vapore G4 + Lj contenente 20 moli di C02, 30.68 moli di NH3, 6 moli di H20 a 174°C; il rapporto molare (NH3/C02)x è pari a 3.2 e si ha una resa di trasformazione Qj della C02 ad urea del 60%. La soluzione di urea Sj che alimenta la seconda zona di reazione R2 è costituita pertanto da 12 moli di urea, 8 moli di C02, 40 moli di NH3 e 18 moli di H20.

Nella seconda zona di reazione R^ funzionante a P2 = 185 bar e T2 = 192°C, oltre alla soluzione proveniente dalla prima zona Rx alimentata, ad es. mediante una pompa PO per vincere il salto di pressione (da Px = 160 bar a P2 = 185 bar) vengono alimentati i vapori Gx a 196°C contenenti 2.2 moli di C02 e 36 moli di NH3 e 1 mole di H20 proveniente dal primo stadio di trattamento Ex funzionante anch'esso a Ps = 185 bar e a T3 = 196°C.

Nella seconda zona di reazione R2 il rapporto molare (NH3/C02)2 è di 4.5 e la resa di trasformazione Q2 della C02 ammonta al 75 %.

La soluzione di urea S2 contenente 16.66 moli di urea, 5,54 moli di C02, 66.68 moli di NH3 e 23.66 moli di B^O alimenta il primo stadio di trattamento Et dove a P3 = P2 = 185 bar e a T3 = 196°C si separano 2.2 moli di C02 a 36 moli di NH3 e 1 mole di H20, che sono alimentate direttamente alla seconda zona di reazione R^ La soluzione S3, contenente 16.66 moli di urea, 3.34 moli di C02, 30.68 moli di NH3 e 22.66 moli di H20 alimenta il secondo stadio di trattamento E2 funzionante a P4 = Pj = 160 bar e T4 = 185°C, dove con l'impiego di 16.66 moli di C02 in controccorrente (indicata con G2 nel disegno) si separano dalla soluzione di urea 1.84 moli di C02 e 27.48 moli di NH3 e due moli di H20.1 gas provenienti da E2 costituiti da 18,5 moli di C02, 47.48 moli di NH3 e 2 moli di H20 alimentano il condensatore E3 (condensatore carbamato), pure alimentato dalla soluzione 1-2,1.5 moli di C02, 3.2 moli di NH3 e 4 moli di H20, proveniente dal sistema finale di trattamento E4 dove si separano le ultime traccie di C02 e H20 ancora contenute nella soluzione S4 proveniente da E2. La fase mista (vapori 4- soluzione carbamato) G4 + Lx a 160 bar e 175°C formatasi nel condensatore E3 viene ricircolata per gravità alla prima zona di reazione R^ Essa contiene 20 moli di C02, 30.68 moli di NH3, 6 moli di H20.

2. Funzionamento isobarico (fig. 3 e tavola 2)

Nella prima zona di reazione funzionante a Pj = 160 bar e Ti = 180°C vengono alimentate 25.82 moli di NH3 (corrente Nj) a 40°C e la miscela liquido-vapore G4 + Lx contenente 21 moli di C02, 37.18 moli di NH3, 6 moli di H20 a 175°C; il rapporto molare (NB^/CO^ è pari a 3 e si ha una resa di trasformazione della C02 ad urea del 57%. La soluzione di urea Sx che alimenta la seconda zona di reazione Rg è costituita pertanto da 12 moli di urea, 9 moli di C02, 39 moli di NH3 e 18 moli di H20.

Nella seconda zona di reazione R2, funzionante a P2 = P! = 160 bar e T2 = 190°C, oltre alla soluzione Si proveniente dalla prima zona Rx vengono alimentati i vapori G1 a 194°C contenenti 2.8 moli di C02, 24.7 moli di NH3 ed 1 mole di HzO proveniente dal primo stadio di trattamento Ej funzionante anch'esso a P3 = P2 = Pj = 160 bar e a T3 = 194°C.

Nella seconda zona di reazione R^ sono inoltre alimentate 7.5 moli di NH3 (corrente N2) a 40°C ed il rapporto molare (NH3/C02)? è di 4; la resa di trasformazione Qa della C02 ammonta a 70%.

La soluzione di urea S2 contenente 16.66 moli di urea, 7.14 moli di C02, 61.88 moli di NH3 e 23.66 moli di H20 alimenta il primo stadio di trattamento Et dove a P3 = P2 = 160 bar e a T3 = 194°C. Si separa la corrente Gt contenente 2.8 moli di C02, 24.7 moli di NH3 e 1 mole di H20 alimentata direttamente alla seconda zona di reazione R2. La soluzione S3, contenente 16.66 moli di urea, 4.34 moli di C02, 37.18 moli di NH3 e 22.66 moli di H20 alimenta il secondo stadio di trattamento E2 funzionante a P, = P3 = Pi = 160 bar e T4 = 185°C, dove con l'impiego di una corrente C2 di 16.66 moli di C02 in controcorrente si separano dalla soluzione di urea 2.84 moli di C02 e 33.98

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moli di NH3 e 2 moli di H20.1 gas G3 provenienti da E2 costituiti da 19.50 moli di C02, 33.98 moli di NH3 e 2 moli di H20 a P4 = P3 = Pt = 160 bar e a T5 = 190°C alimentano il condensatore E3 (condensatore carbamato), pure alimentato dalla soluzione L2 (consistente di 1.5 moli di C02, 3.2 moli di NH3 e 4 moli di H20), proveniente dal sistema finale di trattamento S5 dove si separano le ultime traccie di C02 e H20 ancora contenute nella soluzione proveniente da E2. La fase mista (vapori + soluzione carbamato) G4 + Lj a 160 bar e 175°C formatasi in E3 viene ricircolata alla prima zona di reazione Rt. Essa contiene 21 moli di C02,

37.18 moli di NH3, 6 moli di H20. Tutte le correnti circolano nel sistema isobarico per gravità.

3. Funzionamento non isobarico (condensazione totale 5 nel condensatore carbamato) (fig. 4 e tavola 3)

Come esempio 1 ma con là condensazione totale di una parte dei vapori di riciclo inviati al primo stadio di reazione Rj, mentre la restante parte dei vapori di riciclo viene ricircolata al reattore tal quale. In questo caso dal condensalo tore E3 ricicla al reattore soltanto una soluzione, senza fase vapore L\ (G4 = 0) ed il condensatore è alimentato con una parte soltanto dei gas G3, essendo una parte degli stessi G's inviata direttamente al reattore.

TAVOLA 1

linee

Sa g4+li

Sx s*

Gì

s,

s4

c3

s5

h c2

stato liq liq liq+vap liq liq vap liq liq vap liq liq vap p = bar

160

185

160

—

160

o o

ii h

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182

174

182

192

196

185

190

—

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urea

—

12

—

12

16,66

—

16,66

—

o o

—

8

20

8

5,54

2,2

3,34

1,5

18,5

—

1,5

16,66

nh3

33,32

40

30,68

40

66,68

36,0

30,68

3,2

27,48

—

3,2

h2o

—

18

6

18

23,66

1

22,66

20,66

2,0

16,66

4,0

—

TAVOLA 2

LINEE

Nx

Si

G4+Lj

N2

s2

GÌ

s3

s4

c3

S5 L2

c2

STATO

LIQ

LIQ+VAP

LIQ

: LIQ

VAP

LIQ

VAP

LIQ LIQ

VAP

P = bar

160

— 160

160

h

II

O

o

40

180

175

40

190

194

185

190

— —

130

urea

—

12

—

16,66

—

16,66

—

16,66 —

—

co2

—

9

21

—

7,14

2,8

4,34

1,5

19,50

— 1,5

16,66

nh3

25,82

39

37,18

7,5

61,88

24,7

37,18

3,2

33,98

— 3,2

—

h20

—

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6

—

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22,66

20,66

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TAVOLA 3

LINEE

M1

Sx

G3

Si

s2

Gì

s3

s4

s5

h

Ci

STATO

LIQ

VAP

LIQ

VAP

LIQ

VAP

P = bar

160

185

160

h

II

O

o

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182

190

182

192

196

185

—

130

urea

—

12

—

12

16,66

—

16,66

16,66 —

—

o

P

—

8

18,5

8

5,54

2,2

3,34

1,5

—

1,5

16,66

nh3

33,32

40

27,48

40

66,68

36

30,68

3,2

—

3,2

—

h20

—

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2

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23,66

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20,66

16,66 4

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v

4 fogli disegni

Claims

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1. Procedimento per la produzione di urea per sintesi di ammoniaca e anidride carbonica in uno spazio di reazione a pressione e temperature elevate e con forte eccesso di ammoniaca, nel quale processo il prodotto della reazione di sintesi, consistente oltre che di urea, di carbamato, acqua e composti non reagiti, viene sottoposto a trattamenti in due stadi per separare il carbamato e detti composti non reagiti e per riintrodurli nello spazio di reazione, caratterizzato dal fatto che, essendo la reazione di sintesi effettuata in due zone in serie ciascuna con un diverso rapporto NH3/C02, alla prima di dette zone di reazione viene ricircolata, dopo parziale condensazione, la corrente di reagenti (NH3 + C02) uscente dal secondo stadio di trattamento, mentre alla seconda zona di reazione viene ricircolata almeno parzialmente la corrente di gas (NH3 + C02) tal quale uscente dal primo stadio di trattamento, le quantità di effluenti dal primo e secondo stadio di trattamento venendo controllate in modo da assicurare rapporti NH3/C02 e temperature di reazione ottimali nelle due zone di reazione.

2. Processo secondo la rivendicazione 1, caratterizzato dal fatto che la corrente di gas recuperata dal secondo stadio di trattamento e ricircolata alla prima zona di reazione viene condensata parzialmente (o totalmente con una porzione di vapore dal primo e/o dal secondo stadio di trattamento inviata direttamente alla prima zona di reazione) in maniera tale che l'effluente da detta condensazione contenga oltre al liquido quella quantità di vapori capace, dopo reazione, di mantenere ai valori ottimali la temperatura della prima zona di reazione.

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RIVENDICAZIONI

3. Processo secondo le rivendicazioni 1 e 2, caratterizzato dal fatto che nella seconda zona di reazione si introduce direttamente quella quantità di gas (ricchi peraltro in NH3) effluenti dalla prima zona di trattamento', capace di mantenere ai valori ottimali il rapporto NH3/C02, oltre che la temperatura, nella detta seconda zona di reazione.

4. Processo secondo le rivendicazioni da 1 a 3, caratterizzato dal fatto che la seconda zona di reazione e il primo stadio di separazione sono mantenuti alla stessa pressione.

5. Processo secondo le rivendicazioni da 1 a 3, caratterizzato dal fatto che la prima zona di reazione, il secondo stadio di trattamento e il condensatore dei gas in uscita da quest'ultimo sono mantenuti ad una stessa pressione.

6. Processo secondo le rivendicazioni 4 e 5, in cui la pressione nella seconda zona di reazione e nel primo stadio di trattamento è superiore a quella regnante nella prima zona di reazione, nel secondo stadio di trattamento e nel condensatore.