CN112079700A - 一种以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮快速分离产物的方法 - Google Patents

一种以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮快速分离产物的方法 Download PDF

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Abstract

本发明涉及化工领域，公开了一种以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮快速分离产物的方法，包括：异丁酸酐与载体经预热后进入裂解反应器发生反应，气相产物由裂解反应器直接进入带换热夹套的气液旋流分离器；收集分离所得液相产物；分离所得气相产物进入吸收塔内回收二甲基乙烯酮。本发明将高温裂解产物出裂解反应器后直接进入带换热构件的气液旋流分离器，实现产物边冷凝边分离，同时控制气相产物的停留时间，降低产物在冷凝分离过程中损失，提高目标产物的得率。

Description

一种以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮快速分离产物的 方法
技术领域
本发明涉及化工领域，尤其涉及一种以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮快速分离产物的方法。
背景技术
二甲基乙烯酮(DMK)是一种重要的有机合成中间体，它的分子结构具有高度的不饱和性，可发生加成、分解和聚合等反应，是多种精细化学品的生产原料。针对二甲基乙烯酮的制备，目前工业上多采用脂肪酸或脂肪酸酐高温热裂解制备二甲基乙烯酮。然而，二甲基乙烯酮的分离一直是限制其产率的关键，如何提高二甲基乙烯酮的分离效率，降低其在分离过程的损失是重要的技术难题。
专利US2936324、US US3227764、US5169994和US5258556披露了以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮(DMK)的方法，热裂解生成的DMK极不稳定，可能会进一步裂解为烷烃或烯烃，或继续与异丁酸(AIB)反应。为了抑制副反应的发生，提高选择性，需要通过激冷迅速冷却裂解产物并分离DMK，激冷温度需要低于40℃，最后DMK通过吸收回收。法国Arkema也在专利文件US7435856B2、CN100439311C中披露以异丁酸酐(ANIB)为原料，通过热裂解制备DMK，然后快速冷凝分离DMK与液相产物的方法。上述专利中所披露的分离DMK方法均为快速冷凝分离，但冷凝过程中DMK与异丁酸逆反应生成异丁酸酐会导致大量的DMK损失，从而降低了DMK的时空产率，增加生产成本。因此，需要一种新型的冷凝分离方案，即可快速将产物冷却，又可以降低DMK与异丁酸的接触时间。
发明内容
为了解决上述技术问题，本发明提供了一种以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮快速分离产物的方法，本发明方法可以实现二甲基乙烯酮的快速分离，减少逆反应导致的损失，提高二甲基乙烯酮的时空产率，降低生产成本。在相同的操作工况下，二甲基乙烯酮的产率更高，裂解反应器的操作弹性更高。
本发明的具体技术方案为：一种以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮快速分离产物的方法，包括以下步骤：异丁酸酐与载体经预热后进入裂解反应器发生反应，气相产物由裂解反应器直接进入带换热夹套的气液旋流分离器；收集分离所得液相产物；分离所得气相产物进入吸收塔内回收二甲基乙烯酮。
本发明将高温裂解产物出裂解反应器后直接进入带换热构件的气液旋流分离器，实现产物边冷凝边分离，同时控制气相产物的停留时间，降低产物在冷凝分离过程中损失，提高目标产物的得率。
虽然气液旋流分离器是化工生产过程中现有的分离设备，但其应用场景多为常规的气液两相分离，分离过程中无反应发生。对于高温裂解产物的分离需在较短时间内将产物冷凝，同时避免逆反应的发生，而现有的气液旋流分离器并不设有换热夹套等构件。并且，在现有技术中还未有如何使用气液旋流分离器来分离酸酐裂解产物的相关报道。对于本发明而言，技术创新点有以下两点：
(1)设备在工艺效果上更优，气液旋流分离器可将冷凝的液相与气相产物快速分离，避免直接接触，逆反应程度小，产物收率高；
(2)气液旋流分离器换热效率是限制其在酸酐裂解产物分离过程中应用的关键，由于裂解产物温度较高，若要快速将酸酐和异丁酸冷凝成液相，需大幅提高旋流器的换热效率。本发明对气液旋流分离器的变径换热盘管进行设计和规定，提高了产物与换热盘管间接触效率，换热效率大幅提高，因而气相产物可快速冷凝成气液两相，进而利用旋流效果，实现气液快速分离。
作为优选，用于制备并分离二甲基乙烯酮的装置包括：载体供管、异丁酸酐供管、预热器、裂解反应器、气液旋流分离器、液相储罐、吸收塔和产物收集罐；其中，所述载体供管和异丁酸酐供管并联设置并在预热器处汇流，预热器、裂解反应器和气液旋流分离器通过管路依次连接，气液旋流分离器的液相出口与液相储罐连接，气相出口与吸收塔底部连接，吸收塔底部还与产物收集罐连接。
作为优选，所述气液旋流分离器包括外壳、进气管、出气管、下料管、冷却盘管和换热夹套；所述外壳由位于上部且呈圆柱状的筒体和位于下部且呈圆锥状的锥体组成，所述锥体的直径由上至下递减；所述进气管设于筒体的侧壁上，所述出气管设于筒体的顶部，所述下料管设于锥体的底部；所述换热夹套设于外壳、进气管下料管外侧；所述冷却盘管沿外壳轴心线布置于外壳内，且冷却盘管为变径盘管，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例为定值。
作为优选，所述冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例为0.5-1.0∶1。
进一步优选，所述冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例为0.7-0.9∶1。
本发明团队通过研究发现，Dr与Ds的比例影响气相产物与冷却盘管的接触效率。气相产物进入气液旋流分离器后，在离心力作用下发生偏流。通过CFD模拟手段获取气液旋流分离器内产物浓度分布，进而将冷却盘管的位置定在产物浓度分布更高的位置，以强化换热效率，提高分离效果。如果Dr与Ds比例过大或过小都将导致产物冷凝效果下降，部分异丁酸或酸酐没能充分液化，随气相产物夹带至吸收塔，影响后续单元。
作为优选，所述气液旋流分离器中换热夹套内的冷媒温度在-10-50℃，气液旋流分离器中冷却盘管内的冷媒温度在-10-50℃；由裂解反应器流出的气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.01-1.0s。
进一步优选，所述气液旋流分离器中换热夹套内的冷媒温度在-5-40℃，气液旋流分离器中冷却盘管内的冷媒温度在-5-40℃；由裂解反应器流出的气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.1-0.5s。
酸酐裂解产物DMK在气液旋流分离器内分离过程中，可与异丁酸逆反应生成异丁酸酐。若冷媒温度较高，无法实现产物冷凝，导致大量酸与酸酐夹带至后续单元；若冷媒温度过低，容易将产物DMK液化(沸点34℃)；控制产物在冷凝器内的停留时间较短是为了抑制DMK与异丁酸接触时间较长发生逆反应，导致产物大量损失。
作为优选，所述载气为惰性气体；载气与异丁酸酐在预热器内混合后，加热至300-350℃后通入裂解反应器，裂解反应器内温度为350-900℃。
进一步优选，所述惰性气体为氮气、氦气、氩气；裂解反应器温度内为400-750℃。
与现有技术对比，本发明的有益效果是：本发明将高温裂解产物出裂解反应器后直接进入带换热构件的气液旋流分离器，实现产物边冷凝边分离，同时控制气相产物的停留时间，降低产物在冷凝分离过程中损失，在相同裂解工艺条件下，二甲基乙烯酮的分离效率高，时空产率更高，生产成本低。
附图说明
图1为本发明生产装置的一种连接示意图；
图2为本发明气液旋流分离器的一种结构示意图。
附图标记为：载体供管1、异丁酸酐供管2、预热器3、裂解反应器4、气液旋流分离器5、液相储罐6、吸收塔7、产物收集罐8、外壳51、进气管52、出气管53、下料管54、冷却盘管55、换热夹套56、筒体511、锥体512。
具体实施方式
下面结合实施例对本发明作进一步的描述。
总实施例
一种以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮快速分离产物的方法，包括以下步骤：异丁酸酐与载体经预热后进入裂解反应器发生反应，气相产物由裂解反应器直接进入带换热夹套的气液旋流分离器；收集分离所得液相产物；分离所得气相产物进入吸收塔内回收二甲基乙烯酮。
用于制备并分离二甲基乙烯酮的装置如图1所示，包括：载体供管1、异丁酸酐供管2、预热器3、裂解反应器4、气液旋流分离器5、液相储罐6、吸收塔7和产物收集罐8。其中，所述载体供管和异丁酸酐供管并联设置并在预热器处汇流，预热器、裂解反应器和气液旋流分离器通过管路依次连接，气液旋流分离器的液相出口与液相储罐连接，气相出口与吸收塔底部连接，吸收塔底部还与产物收集罐连接。
如图2所示，所述气液旋流分离器包括外壳51、进气管52、出气管53、下料管54、冷却盘管55和换热夹套56。所述外壳由位于上部且呈圆柱状的筒体511和位于下部且呈圆锥状的锥体512组成，所述锥体的直径由上至下递减；所述进气管设于筒体的侧壁上，所述出气管设于筒体的顶部，所述下料管设于锥体的底部；所述换热夹套设于外壳、进气管下料管外侧；所述冷却盘管沿外壳轴心线布置于外壳内，且冷却盘管为变径盘管，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例为定值。
其中，所述冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例为0.5-1.0∶1。进一步优选为 0.7-0.9∶1。
所述气液旋流分离器中换热夹套内的冷媒温度在-10-50℃，进一步优选为-5-40℃；气液旋流分离器中冷却盘管内的冷媒温度在-10-50℃，进一步优选为-5-40℃；由裂解反应器流出的气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.01-1.0s；进一步优选为0.1-0.5s。
所述载气为惰性气体，进一步优选为氮气、氦气、氩气；载气与异丁酸酐在预热器内混合后，加热至300-350℃后通入裂解反应器，裂解反应器内温度为350-900℃进一步优选为400-750℃。
以下将通过具体实施例对本发明进行详细描述。以下实施例中，所述压力均是指绝对压力。原料为异丁酸酐，载气为氮气。裂解反应管材质为石英玻璃，裂解管长50cm，内径1 cm。气液旋流分离器的结构如图2所示。筒体内径为10cm，长15cm，出气管内径3cm，入气管内径为1cm，锥体长30cm，下料管内径3cm，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径 Ds的比例0.84(实施例1-5)。气液旋流分离器材质为316L。冷媒是低温乙醇，温度和流量可通过低温循环泵控制。吸收塔吸收液为乙酸丁酯，吸收温度0℃。气液旋流分离器出气管处设有温度探头，以测定气相产物温度。
产物的分离效率以冷凝液中异丁酸和异丁酸酐的质量比衡量。异丁酸比例越高表明分离过程中DMK逆反应生成异丁酸酐的量越小，分离效率越高。
Figure BDA0002658315400000051
DMK回收效率根据吸收塔中吸收液质量增加计算，具体如下
Figure BDA0002658315400000052
实施例1
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例1中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为-5℃，内置冷却盘管温度为-5℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.84，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.1s，出气管处温度为53℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝53∶47wt％/wt％，吸收液中DMK含量为15.24wt％，异丁酸含量0.45wt％，异丁酸酐0.50wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为25.72wt％。(美国Eastman专利US5258556实施例1 DMK收率21wt％，实施例2DMK收率18.75wt％)
实施例2
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例2中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为40℃，内置冷却盘管温度为40℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.84，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.1s，出气管处温度为77℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝49∶51wt％/wt％，吸收液中DMK含量为12.41wt％，异丁酸含量0.75wt％，异丁酸酐1.50wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为22.35wt％。
实施例3
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例3中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为10℃，内置冷却盘管温度为10℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.84，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.1s，出气管处温度为62℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝50.5∶49.5wt％/wt％，吸收液中DMK含量为14.73wt％，异丁酸含量0.46wt％，异丁酸酐0.92wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为23.49wt％。
实施例4
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例3中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为55℃，内置冷却盘管温度为55℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.84，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.1s，出气管处温度为84℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝40.5∶59.5wt％/wt％，吸收液中DMK含量为10.73wt％，异丁酸含量1.16wt％，异丁酸酐1.92wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为17.49wt％。
实施例5
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例3中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为10℃，内置冷却盘管温度为10℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.84，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.3s，出气管处温度为65℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝45.3∶54.7wt％/wt％，吸收液中DMK含量为12.73wt％，异丁酸含量0.50wt％，异丁酸酐0.94wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为20.95wt％。
实施例6
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例3中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为10℃，内置冷却盘管温度为10℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.84，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.5s，出气管处温度为69℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝40.3∶59.7wt％/wt％，吸收液中DMK含量为10.73wt％，异丁酸含量0.48wt％，异丁酸酐0.92wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为18.95wt％。
实施例7
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例3中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为10℃，内置冷却盘管温度为10℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.84，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.8s，出气管处温度为69℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝35.3∶64.7wt％/wt％，吸收液中DMK含量为7.73wt％，异丁酸含量0.76wt％，异丁酸酐0.99wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为13.95wt％。
实施例8
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例3中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为10℃，内置冷却盘管温度为10℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.70，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.1s，出气管处温度为85℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝45.3∶54.7wt％/wt％，吸收液中DMK含量为13.73wt％，异丁酸含量0.95wt％，异丁酸酐1.62wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为21.95wt％。
实施例9
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例3中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为10℃，内置冷却盘管温度为10℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.90，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.1s，出气管处温度为83℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝46.7∶53.3wt％/wt％，吸收液中DMK含量为14.14wt％，异丁酸含量0.87wt％，异丁酸酐1.54wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为21.46wt％。
实施例10
如图1所示，通过进液泵和流量计调节原料液(异丁酸酐)的进料速率至1.6ml/min，通过气体流量计调节氮气流率至160ml/min，将异丁酸酐(纯度99％)、氮气混合后进入预热器，经预热器加热气化后温度升至320℃，然后通入裂解反应器中，在高温裂解条件下进行高温裂解反应，其中裂解反应器的温度为450℃。裂解反应器的压力通过德国VacuubrandPC 3001 真空泵控制，压力在3-70Kpa范围。实施例3中，气液旋流分离器外置换热夹套内冷媒温度为10℃，内置冷却盘管温度为10℃，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例0.50，气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.1s，出气管处温度为86℃。分离得到的冷凝液进入液体储罐，以便后续取样分析；气相进入吸收塔，回收DMK。冷凝液和吸收液组成由气相色谱(FID，Se-54)分析得到。其中，冷凝液中异丁酸/异丁酸酐＝44.7∶55.3wt％/wt％，吸收液中DMK含量为13.54wt％，异丁酸含量0.91wt％，异丁酸酐1.59wt％。DMK的回收效率根据吸收塔中吸收液质量衡算计算，吸收液质量增加即为吸收得到的DMK质量。经称重计算得到，DMK得率为16.46wt％。
性能对比
表1气液旋流分离器换热夹套及冷却盘管冷媒温度对分离效果的影响
Figure BDA0002658315400000091
备注：Dr/Ds为0.84，产物在气液旋流分离器内停留时间为0.1s；
在相同停留时间下，冷媒温度决定了产物的冷凝效率，在较低的冷媒温度下，产物中异丁酸和异丁酸酐可迅速凝结为液相，并在气液旋流作用下与气相DMK分离。若冷媒温度过高，在较短停留时间内部分异丁酸和异丁酸酐无法形成液相，将从出气管跟随DMK排出，进入吸收单元。在这种情况下，一是导致DMK与异丁酸逆反应加剧；二是所夹带的酸和酸酐会影响后续操作单元，比如催化剂失活。
表2气相产物在气液旋流分离器内停留时间对分离效果的影响
Figure BDA0002658315400000092
Figure BDA0002658315400000101
备注：Dr/Ds为0.84，气液旋流分离器换热夹套及冷却盘管冷媒温度为10℃；
在足够高的换热效率下，产物分离时间越短，逆反应越弱，DMK收率越高。
表3气液旋流分离器Dr/Ds对分离效果的影响
Figure BDA0002658315400000102
备注：气相产物在气液旋流分离器内停留时间为0.1s，气液旋流分离器换热夹套及冷却盘管冷媒温度为10℃；
Dr/Ds影响气相产物与冷却盘管的接触效率，进而影响产物的冷凝分离效果。当Dr/Ds过高或过低时，偏离产物在气液旋流分离器内的高浓度区域，无法直接对产物进行冷凝，因而分离效果大幅度下降。
本发明中所用原料、设备，若无特别说明，均为本领域的常用原料、设备；本发明中所用方法，若无特别说明，均为本领域的常规方法。
以上所述，仅是本发明的较佳实施例，并非对本发明作任何限制，凡是根据本发明技术实质对以上实施例所作的任何简单修改、变更以及等效变换，均仍属于本发明技术方案的保护范围。

Claims (9)

1.一种以异丁酸酐为原料制备二甲基乙烯酮快速分离产物的方法，其特征在于包括以下步骤：异丁酸酐与载体经预热后进入裂解反应器发生反应，气相产物由裂解反应器直接进入带换热夹套的气液旋流分离器；收集分离所得液相产物；分离所得气相产物进入吸收塔内回收二甲基乙烯酮。
2.如权利要求1所述的方法，其特征在于，用于制备并分离二甲基乙烯酮的装置包括：载体供管（1）、异丁酸酐供管（2）、预热器（3）、裂解反应器（4）、气液旋流分离器（5）、液相储罐（6）、吸收塔（7）和产物收集罐（8）；其中，所述载体供管和异丁酸酐供管并联设置并在预热器处汇流，预热器、裂解反应器和气液旋流分离器通过管路依次连接，气液旋流分离器的液相出口与液相储罐连接，气相出口与吸收塔底部连接，吸收塔底部还与产物收集罐连接。
3.如权利要求2所述的方法，其特征在于，所述气液旋流分离器包括外壳（51）、进气管（52）、出气管（53）、下料管（54）、冷却盘管（55）和换热夹套（56）；所述外壳由位于上部且呈圆柱状的筒体（511）和位于下部且呈圆锥状的锥体（512）组成，所述锥体的直径由上至下递减；所述进气管设于筒体的侧壁上，所述出气管设于筒体的顶部，所述下料管设于锥体的底部；所述换热夹套设于外壳、进气管下料管外侧；所述冷却盘管沿外壳轴心线布置于外壳内，且冷却盘管为变径盘管，冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例为定值。
4.如权利要求3所述的方法，其特征在于，所述冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例为0.5-1.0:1。
5.如权利要求4所述的方法，其特征在于，所述冷却盘管的弯曲内径Dr与外壳内径Ds的比例为0.7-0.9:1。
6.如权利要求1或3所述的方法，其特征在于，所述气液旋流分离器中换热夹套内的冷媒温度在-10-50℃，气液旋流分离器中冷却盘管内的冷媒温度在-10-50℃；由裂解反应器流出的气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.01-1.0 s。
7.如权利要求6所述的方法，其特征在于，所述气液旋流分离器中换热夹套内的冷媒温度在-5-40℃，气液旋流分离器中冷却盘管内的冷媒温度在-5-40℃；由裂解反应器流出的气相产物经过气液旋流分离器的停留时间为0.1-0.5 s。
8.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述载气为惰性气体；载气与异丁酸酐在预热器内混合后，加热至300-350℃后通入裂解反应器，裂解反应器内温度为350-900 ℃。
9.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述惰性气体为氮气、氦气、氩气；裂解反应器温度内为400-750 ℃。
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