DE102007045125A1

DE102007045125A1 - Verfahren zur Herstellung von aromatischen Aminen

Info

Publication number: DE102007045125A1
Application number: DE200710045125
Authority: DE
Inventors: Ralph Schellen; Evin Hizaler; Leslaw Prof. Dr. Mleczko; Stephan Dr. Schubert
Original assignee: Bayer Technology Services GmbH
Current assignee: Bayer AG
Priority date: 2007-09-20
Filing date: 2007-09-20
Publication date: 2009-04-02
Also published as: WO2009039947A1

Abstract

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung von aromatischen Aminen durch katalytische Gasphasenhydrierung von Nitroaromaten, wobei in einem Reaktor das Reaktandengemisch in mindestens zwei voneinander getrennten Raktionszonen unter adiabatischen Bedingungen an Katalysatorbetten reagiert und wobei das aus mindestens einer Reaktionszone austretende Reaktandengemisch anschließend durch einen der jeweiligen Reaktionszone nachgeschalteten Wärmetauscher geleitet wird. Sie betrifft weiterhin ein Reaktorsystem zur Herstellung von aromatischen Aminen durch katalytische Hydrierung von Nitroaromaten mittels des erfindungsgemäßen Verfahrens.

Description

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung von aromatischen Aminen durch katalytische Gasphasenhydrierung von Nitroaromaten, wobei in einem Reaktor das Reaktandengemisch in mindestens zwei voneinander getrennten Reaktionszonen unter adiabatischen Bedingungen an Katalysatorbetten reagiert, und wobei das aus mindestens einer Reaktionszone austretende Reaktandengemisch anschließend durch einen der jeweiligen Reaktionszone nachgeschalteten Wärmetauscher geleitet wird. Sie betrifft weiterhin ein Reaktorsystem zur Herstellung von aromatischen Aminen durch katalytische Hydrierung von Nitroaromaten mittels des erfindungsgemäßen Verfahrens.
Die Abführung und Verwendung der Reaktionswärme ist ein wichtiger Punkt bei der Durchführung der Hydrierung von Nitroaromaten. Es handelt sich um eine stark exotherme Reaktion. So werden bei 200°C bei der Hydrierung von Nitroxylol zu Xylidin ca. 488 kJ/mol (117 kcal/mol) und bei der Hydrierung von Nitrobenzol zu Anilin ca. 544 kJ/mol (130 kcal/mol) freigesetzt.
Ein unkontrollierter Temperaturanstieg, der vom Anfang bis Abschluss der Reaktion 900°C bis 1300°C betragen könnte, würde zu einer dauerhaften Schädigung des Katalysators führen. Es ist daher erwünscht, die Temperatur der Katalysatorschüttung im Laufe des Verfahrens in einem Bereich von 180°C bis 400°C zu halten.
So wird in einer etablierten Verfahrensweise der Katalysator als fluidisiertes, thermostabilisiertes Bett betrieben ( US 3 136 818 ). Der effektiven Wärmeabfuhr dieser Verfahrensweise stehen Probleme durch uneinheitliche Verweilzeitverteilung (Nitrobenzoldurchbruch) und Katalysatorabrieb gegenüber.
Enge Verweilzeitverteilungen und geringer Katalysatorabrieb sind in Reaktoren mit stationärer Katalysatorschüttung möglich. Jedoch ergeben sich in solchen Reaktoren Probleme mit der Thermostatisierung der Katalysatorbetten. Im Allgemeinen werden thermostatisierte Rohrbündelreaktoren verwendet, welche, besonders bei großen Reaktoren, einen sehr aufwendigen Kühlkreislauf besitzen ( DE-OS 2 201 528 , DE-OS 3 414 714 ). Derartige Reaktoren sind komplex und verursachen hohe Investitionskosten. Mit der Baugröße rasch ansteigende Probleme bezüglich mechanischer Festigkeit und gleichmäßiger Thermostatisierung der Katalysatorschüttung machen große Aggregate solchen Typs unwirtschaftlich.
WO 01/54806 offenbart einen Reaktor, umfassend eine Reaktionszone und Wärmeaustauschmittel des Plattentyps in operativer Verbindung mit der Reaktionszone, worin das Wärmeaustauschmittel aus einer Mehrzahl von aufeinander positionierten Metallplatten aufgebaut ist. In den Metallplatten werden gemäß einem vorbestimmten Muster Fluidströmungskanäle gebildet. Die Metallplatten werden beim Aufeinanderpositionieren so ausgerichtet, dass diskrete Wärmeaustauschwege für Fluide definiert werden und mittels Diffusionsschweißen verbunden. Diese Veröffentlichung betrifft jedoch hinsichtlich einer durchgeführten Reaktion nur die Synthese von Phthalsäureanhydrid durch Oxidation von ortho-Xylol.
EP 0 696 573 B1 offenbart ein Herstellungsverfahren für aromatische Amine. Bei der Hydrierung von Nitroaromaten zu aromatischen Aminen in der Gasphase, an ortsfesten Katalysatoren wird dem Katalysator von außen weder Wärme zugeführt noch Wärme entzogen. Das Verfahren wird also adiabatisch durchgeführt. Der umzusetzende Nitroaromat wird mit einem Vielfachen des daraus entstehenden aromatischen Amins, sowie einem Vielfachen an Wasser und Wasserstoff unter Druck über den Katalysator geleitet.
Häufig werden zur Gasphasenhydrierung von Nitroaromaten Cu-Katalysatoren eingesetzt, die ausschließlich mit niedrigen Belastungen
und auf niedrigem Temperaturniveau betrieben werden. Daraus resultieren geringe Raumzeitausbeuten.
Neben den erwähnten Kupferkatalysatoren sind zahlreiche andere Kontakte für die Gasphasenhydrierung von Nitroaromaten beschrieben. Sie sind in vielen Publikationen beschrieben und umfassen als hydrieraktive Elemente und Verbindungen Pd, Pt, Ru, Fe, Co, Ni, Mn, Re, Cr, Mo, V, Pb, Ti, Sn, Dy, Zn, Cd, Ba, Cu, Ag, Au, zum Teil als Oxide, Sulfide oder Selenide, oder in Form von Raney-Legierungen, sowie geträgerte Formen, z. B. auf Al₂O₃, Fe₂O₃/Al₂O₃, SiO₂, Silikaten, Kohle, TiO₂ oder Cr₂O₃.
Auch diese Katalysatoren werden mit nur geringen Belastungen in einem Temperaturbereich unterhalb von 350°C beschrieben.
Es besteht folglich weiterhin der Bedarf an einem Verfahren zur Herstellung von aromatischen Aminen durch adiabatische katalytische Gasphasenhydrierung von Nitroaromaten, bei dem die Temperatur des Reaktionsgemisches und auch des Katalysators besser gesteuert werden kann. Insbesondere soll die maximale Temperatur begrenzt werden können, um eine Schädigung des Katalysators zu vermeiden. Weiterhin soll die minimale Temperatur nicht zu gering sein, um eine genügend hohe Raum-Zeit-Ausbeute zu erhalten.
Die vorliegende Erfindung hat sich die Aufgabe gestellt, ein solches Verfahren bereitzustellen. Insbesondere hat sie sich die Aufgabe gestellt, ein Verfahren zur Herstellung von aromatischen Aminen durch Gasphasenhydrierung von Nitroaromaten bereitzustellen, wobei in einem Reaktor das Reaktandengemisch in mindestens zwei voneinander getrennten Reaktionszonen unter adiabatischen Bedingungen an Katalysatorbetten reagiert, und wobei das aus mindestens einer Reaktionszone austretende Reaktandengemisch anschließend durch einen der jeweiligen Reaktionszone nachgeschalteten Wärmetauscher geleitet wird.
Erfindungsgemäß gelöst wird die Aufgabe dadurch durch ein Verfahren zur Herstellung von aromatischen Aminen der Formel (I)
wobei R¹ und R² unabhängig voneinander Wasserstoff, Methyl oder Ethyl bedeuten und wobei R¹ zusätzlich Amino bedeuten kann, durch Gasphasenhydrierung von Nitroaromaten der Formel (II)
wobei R² und R³ unabhängig voneinander Wasserstoff, Methyl oder Ethyl bedeuten und wobei R³ zusätzlich Nitro bedeuten kann, wobei in einem Reaktor das Reaktandengemisch in mindestens zwei voneinander getrennten Reaktionszonen unter adiabatischen Bedingungen an Katalysatorbetten reagiert, und wobei das aus mindestens einer Reaktionszone austretende Reaktandengemisch anschließend durch einen der jeweiligen Reaktionszone nachgeschalteten Wärmetauscher geleitet wird.
Kennzeichnend für das erfindungsgemäße Verfahren ist, dass der Wärmetauscher aufeinander geschichtete und miteinander verbundene Platten umfasst, wobei die einzelnen Platten gemäß einem vorherbestimmten Muster mindestens zwei voneinander getrennte Fluidströmungskanäle aufweisen, und die mit Fluidströmungskanälen versehenen Platten so angeordnet sind, dass das Reaktandengemisch in einer ersten Strömungswegrichtung und das im Wärmetauscher verwendete Wärmeaustauschmedium in einer zweiten Strömungswegrichtung den Wärmetauscher durchströmen.
Im Sinne der vorliegenden Erfindung ist ein Reaktor als die Gesamtanlage zu verstehen, in die die Edukte Nitroaromat und Wasserstoff eingeleitet werden, miteinander reagieren und die Reaktionsprodukte ausgetragen werden. Der Reaktor umfasst Reaktionszonen, welche räumlich voneinander abgetrennte Bereiche darstellen, in denen die gewünschte Reaktion abläuft. Der Reaktor wird vorzugsweise aus nicht rostendem Stahl, wie 1.4571 oder 1.4828 oder Nickel 2.4068 oder Nickelbasislegierungen wie 2.4610, 2.4856 oder 2.4617, Inconel oder Hastelloy aufgebaut.
In den Reaktionszonen befinden sich Katalysatorbetten. Unter Katalysatorbett wird hier eine Anordnung des Katalysators in allen an sich bekannten Erscheinungsformen, beispielsweise Festbett, Fließbett oder Wirbelbett verstanden. Bevorzugt ist eine Festbettanordnung. Diese umfasst eine Katalysatorschüttung im eigentlichen Sinn, also losen, geträgerten oder ungeträgerten Katalysator in beliebiger Form sowie in Form von geeigneten Packungen.
Der Begriff der Katalysatorschüttung, wie er hier verwendet wird, umfasst auch zusammenhängende Bereiche geeigneter Packungen auf einem Trägermaterial oder strukturierte Katalysatorträger. Dies waren zum Beispiel zu beschichtende keramische Wabenträger mit vergleichsweise hohen geometrischen Oberflächen oder gewellte Schichten aus Metalldrahtgewebe, auf denen beispielsweise Katalysatorgranulat immobilisiert ist.
Der Wärmetauscher ist so aufgebaut, dass er als eine Abfolge von aufeinander geschichteten und miteinander verbundenen Platten beschrieben werden kann. Die Platten können formschlüssig oder stoffschlüssig miteinander verbunden sein. Ein Beispiel für eine stoffschlüssige Verbindung ist das Schweißen oder das Diffusionsschweißen.
In den Platten sind Fluidströmungskanäle eingearbeitet, durch die ein Fluid von einer Seite einer Platte zur anderen Seite, beispielsweise zur gegenüberliegenden Seite, strömen kann. Die Kanäle können linear sein, also den kürzestmöglichen Weg ausbilden. Sie können aber auch einen längeren Weg ausbilden, indem sie gemäß einem wellenförmigen, mäanderförmigen oder zickzackförmigen Muster angelegt sind. Das Querschnittsprofil der Kanäle kann beispielsweise halbkreisförmig, elliptisch, quadratisch, rechteckig, trapezförmig oder dreieckig sein. Dass pro Platte mindestens zwei voneinander getrennte Fluidströmungskanäle vorhanden sind, bedeutet, dass diese Kanäle über die Platte verlaufen und das darin strömende Fluid nicht zwischen den Kanälen wechseln kann.
Der Wärmetauscher ist vom Aufbau her also gerade kein herkömmlicher Plattenwärmetauscher (plate heat exchanger; PHE).
Die Strömungswegrichtung kann durch den Vektor zwischen der Ebene, in der die Anfangspunkte der Fluidströmungskanäle liegen und der Ebene, in der die Endpunkte der Fluidströmungskanäle einer Platte oder eines Plattenstapels liegen, definiert werden. Sie gibt also die allgemeine Richtung der Strömung des Fluids durch den Wärmetauscher an. So bezeichnet eine erste Strömungswegrichtung die Richtung, in der das Reaktandengemisch durch den Wärmetauscher oder, in Fortführung, durch die Reaktionszone strömt. Eine zweite Strömungswegrichtung bezeichnet den Weg des Wärmeaustauschmediums. Dieses kann beispielsweise im Gleichstrom, Gegenstrom oder Kreuzstrom zum Reaktandengemisch strömen.
Insgesamt arbeitet der Wärmetauscher so effektiv, dass die Temperatur des Reaktandengemisches beim Eintritt in das Katalysatorbett der nächsten Reaktionszone auch bei einsetzender Reaktion nicht dazu führt, dass eine lokale Überhitzung des Katalysators eintritt.
Mittels des erfindungsgemäßen Verfahrens kann eine Flussrate, ausgedrückt in Jahrestonnen produzierten aromatischen Amins, von ≥ 100 bis ≤ 500000, von ≥ 1000 bis ≤ 400000 oder von ≥ 10000 bis ≤ 300000 erreicht werden. Insbesondere gilt dieses für die Produktion von Anilin.
Durch das erfindungsgemäße Verfahren wird eine effektive Temperaturkontrolle des Hydrierungsverfahrens erreicht, so dass die Bildung unkontrollierter Zonen mit erhöhter Temperatur, der sogenannten hot spots, insbesondere im Eingangsbereich des Katalysatorbetts vermieden werden kann.
Vorteilhafterweise sind die Platten des Wärmetauschers über die Stege zwischen Fluidströmungskanälen einer Platte und den Boden der darüberliegenden Platte stoffschlüssig miteinander verbunden. Die Verbindung der Platten zu einem Plattenstapel des Wärmetauschers kann beispielsweise mittels Schweißen erfolgen. Die Stege sind hierbei diejenigen Teile der Oberfläche einer Platte, welche keine Fluidströmungskanäle ausbilden und daher im Vergleich zu den Fluidströmungskanälen erhaben sind. Dadurch, dass eine Verbindung der Stege zu dem planen Boden der darüberliegenden Platte erfolgt, wird die mechanische Stabilität des Wärmetauschers erhöht und gleichzeitig erreicht, dass die Fluidströmungskanäle gegenüber Querströmen untereinander abgedichtet sind.
Bezüglich der Auswahl der Edukte bedeutet vorzugsweise in Nitroaromaten der Formel (II) R² Wasserstoff, R³ Wasserstoff, Methyl, Ethyl oder Nitro. Besonders bevorzugt ist, wenn der Nitroaromat der Formel (II) Nitrobenzol ist.
In einer Ausführungsform der vorliegenden Erfindung ist das Katalysatorbett als strukturierte Packung ausgebildet. In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung liegt der Katalysator im Katalysatorbett als monolithischer Katalysator vor. Der Einsatz von strukturierten Katalysatoren wie Monolithen, strukturierten Packungen, aber auch Schalenkatalysatoren hat vornehmlich eine Absenkung des Druckverlusts zum Vorteil. Neben den Vorteilen für das Gesamtverfahren kann bei einem geringeren spezifischen Druckverlust das in die Konstruktion des Reaktors einzubringende Volumen für den Katalysator und die Wärmetauscherfläche durch einen geringeren Strömungsquerschnitt bei längeren Reaktions- und Wärmetauscherstufen realisiert werden.
Im strukturierten Katalysatorbett können Fluidströmungskanäle eingearbeitet sein, wobei der hydraulische Durchmesser der Fluidströmungskanäle ≥ 0,1 mm bis ≤ 10 mm, vorzugsweise ≥ 0,3 mm bis ≤ 5 mm, mehr bevorzugt ≥ 0,5 mm bis ≤ 2 mm beträgt. Die spezifische Oberfläche des Katalysators wächst, wenn der hydraulische Durchmesser sinkt. Wird der Durchmesser zu klein, tritt ein zu großer Druckverlust auf. Weiterhin kann bei einer Tränkung mit einer Katalysatorsuspension auch ein Kanal verstopfen.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung beträgt der hydraulische Durchmesser der Fluidströmungskanäle im Wärmetauscher ≥ 10 μm bis ≤ 10 mm, vorzugsweise ≥ 100 μm bis ≤ 5 mm, mehr bevorzugt ≥ 0,5 mm bis ≤ 2 mm. Bei diesen Durchmessern ist ein effektiver Wärmeaustausch besonders gewährleistet.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung umfasst das Verfahren ≥ 10 bis ≤ 40, vorzugsweise ≥ 12 bis ≤ 30, mehr bevorzugt ≥ 14 bis ≤ 25 Reaktionszonen. Bei einer solchen Anzahl von Reaktionszonen lässt sich der Materialeinsatz in Hinblick auf die Umsetzung von Nitroaromaten optimieren. Eine geringere Anzahl von Reaktionszonen würde eine ungünstige Temperaturführung zur Folge haben. Die Eintrittstemperatur der Reaktionszonen müsste niedriger gewählt werden, wodurch der Katalysator weniger aktiv würde. Weiterhin sinkt dann auch die Durchschnittstemperatur der Umsetzung. Eine höhere Anzahl würde den Kosten- und Materialaufwand wegen der geringen Umsatzsteigerung nicht rechtfertigen.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung werden Nitroaromaten der Formel (II) und Wasserstoff gleichzeitig in den Reaktor eingespeist. Dieses kann ein Mischen in einer Vorkammer ohne Katalysatorbett bedeuten oder das gleichzeitige Einleiten der Reaktanden in die erste Reaktionszone. Dieses hat den Vorteil, dass der gesamte Einsatz-Reaktandenstrom für die Aufnahme und Abfuhr der Reaktionswärme in allen Katalysatorbetten genutzt werden kann. Weiterhin ist es möglich, die Reaktanden in einen vorgeschalteten Wärmetauscher zu leiten, um sie aufzuheizen. Mit dem erfindungsgemäßen Verfahren wird auch eine apparative Vereinfachung des Reaktors möglich. Der Verzicht auf zusätzliche Rohrleitungen ermöglicht eine bessere Temperaturkontrolle. Weiterhin werden Mischer eingespart.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung beträgt die Länge mindestens einer Reaktionszone ≥ 0,01 m bis ≤ 5 m, vorzugsweise ≥ 0,03 m bis ≤ 1 m, mehr bevorzugt ≥ 0,05 m bis ≤ 0,5 m. Als Länge ist hierbei die Länge der Reaktionszonen in der Strömungsrichtung des Reaktandengemisches zu verstehen. Die Reaktionszonen können alle die gleiche Länge aufweisen, oder unterschiedlich lang sein. So können beispielsweise die frühen Reaktionszonen kurz sein, da genügend Edukte zur Verfügung stehen und eine übermäßige Erwärmung der Reaktionszone vermieden werden soll. Die späten Reaktionszonen können dann lang sein, um den Gesamtumsatz des Verfahrens zu erhöhen, wobei eine übermäßige Erwärmung der Reaktionszone weniger zu befürchten ist. Die angegebenen Längen selbst haben sich als vorteilhaft erwiesen, da bei kürzeren Längen die Reaktion nicht mit dem gewünschten Umsatz ablaufen kann und bei größeren Längen der Strömungswiderstand gegenüber dem Reaktandengemisch zu stark ansteigt.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung umfasst der Katalysator in den Reaktionszonen unabhängig voneinander auf α-Al₂O₃ geträgertes Palladium. Es ist möglich, dass der Gehalt des Palladiums auf dem α-Al₂O₃-Träger ≥ 0,1 g bis ≤ 100 g, vorzugsweise ≥ 1 g bis ≤ 50 g, mehr bevorzugt ≥ 2 g bis ≤ 20 g pro Liter α-Al₂O₃ beträgt. Unabhängig davon ist es möglich, dass das α-Al₂O₃ schalenförmig niedergeschlagen ist. Dieses bedeutet, dass die Aktivstoffe nur in der Nähe der Oberfläche des Katalysators aufgebracht werden. Weiterhin kann der Katalysator zusätzlich Vanadium und/oder Blei umfassen. Beispielsweise können pro Liter α-Al₂O₃ ≥ 20 g bis ≤ 60 g Vanadium und/oder ≥ 10 g bis ≤ 40 g Blei vorhanden sein.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung umfasst der Katalysator in den Reaktionszonen unabhängig voneinander auf Kohle geträgertes Palladium. Das genannte Trägermaterial kann graphithaltige Kohle umfassen, beispielsweise Kokse, Nadelkoks oder Petrolkoks. Es ist möglich, dass der Kohleträger eine BET-Oberfläche von ≥ 0,2 m²/g bis ≤ 10 m²/g aufweist. Ebenso ist es möglich, dass der Palladiumgehalt des Katalysators ≥ 0,001 Gew.-% bis ≤ 1,5 Gew.-% beträgt. Zusätzlich können ≥ 0 mol-% bis ≤ 40 mol-% des Palladiums durch Rhodium, Iridium und/oder Ruthenium ersetzt werden. Unabhängig davon kann der Katalysator zusätzlich schwefelhaltige und/oder phosphorhaltige Verbindungen umfassen, die als Schwefel oder Phosphor berechnet einen Gehalt von 0,1 Gew.-% bis ≤ 2 Gew.-%, vorzugsweise 0,2 Gew.-% bis ≤ 1 Gew.-% des Katalysators ausmachen. Als phosphorhaltige Verbindungen für die Dotierung der Katalysatoren sind bevorzugt zu nennen: die Sauerstoffsäuren des Phosphors H₃PO₄, H₃PO₃, H₃PO₂ oder deren Alkalisalze, wie Natriumdihydrogenphosphat, Natrium- oder Kaliumphosphat oder Natriumhypophosphit.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung beträgt die Partikelgröße des Katalysators unabhängig voneinander ≥ 1 mm bis ≤ 10 mm, vorzugsweise ≥ 1,5 mm bis ≤ 8 mm, mehr bevorzugt ≥ 2 mm bis ≤ 5 mm. Die Partikelgröße kann bei annähernd kugelförmigen Katalysatorpartikeln dem Durchmesser entsprechen oder bei annähernd zylindrischen Katalysatorpartikeln der Ausdehnung in der Längsrichtung. Die genannten Partikelgrößenbereiche haben sich als vorteilhaft herausgestellt, da bei kleineren Partikelgrößen ein hoher Druckverlust auftritt und bei größeren Partikeln die nutzbare Partikeloberfläche im Verhältnis zum Partikelvolumen sinkt und somit die erreichbare Raum-Zeit-Ausbeute geringer wird.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung weist in verschiedenen Reaktionszonen der Katalysator eine unterschiedliche Aktivität auf, wobei vorzugsweise die Aktivität des Katalysators in den Reaktionszonen, entlang der Stromrichtung der Reaktanden gesehen, zunimmt. Wenn die Konzentration der Edukte in den frühen Reaktionsstufen hoch ist, wird als Folge davon deren Reaktion auch die Temperatur des Reaktandengemisches stark ansteigen. Um keine unerwünschte Temperatursteigerung in den frühen Reaktionszonen zu erfahren, kann daher ein Katalysator mit einer niedrigeren Aktivität ausgewählt werden. Ein Effekt davon ist auch, dass kostengünstigere Katalysatoren verwendet werden können. Um eine möglichst hohe Umsetzung der noch verbliebenen Edukte in späten Reaktionszonen zu erreichen, können dort aktivere Katalysatoren verwendet werden. Insgesamt wird es also durch die unterschiedliche Aktivität der Katalysatoren in den einzelnen Reaktionszonen möglich, die Temperatur der Umsetzung in einem schmaleren und damit auch günstigeren Temperaturbereich zu halten.
Ein Beispiel für eine Änderung der Katalysatoraktivität wäre, wenn die Aktivität in der ersten Reaktionszone 2,1% der maximalen Aktivität beträgt und in späteren Reaktionszonen in Schritten von 2,5%, 3%, 3,8%, 5,2%, 9,5%, 20,8% und 50% ansteigt, bis die Aktivität in der letzten Reaktionszone 100% beträgt.
Die Aktivität des Katalysators lässt sich beispielsweise dadurch einstellen, dass bei gleichem Grundmaterial des Trägers, gleichem Promoter und gleicher katalytisch aktiver Verbindung die mengenmäßigen Anteile der katalytisch aktiven Verbindung verschieden sind. Weiterhin können im Sinne einer makroskopischen Verdünnung auch Teilchen ohne Aktivität beigemischt werden.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung wird ein kontinuierlicher Austausch eines Festbettkatalysators durchgeführt.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung beträgt der absolute Eingangsdruck der Reaktanden vor der ersten Reaktionszone ≥ 1 bar bis ≤ 50 bar, vorzugsweise ≥ 2 bar bis ≤ 20 bar, mehr bevorzugt ≥ 3 bar bis ≤ 10 bar. Der absolute Eingangsdruck bestimmt die Stoffmenge an Edukten sowie die Reaktionskinetik im Reaktandengemisch. Die angegebenen Bereiche haben sich als günstig erwiesen, da geringere Drücke wirtschaftlich geringe, nicht attraktive Umsätze der Edukte bewirken und bei höheren Drücken die benötigte Verdichterleistung groß wird, welches Kostennachteile mit sich bringt.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung beträgt die Eintrittstemperatur der Reaktanden vor einer Reaktionszone ≥ 180°C bis ≤ 280°C, vorzugsweise ≥ 200°C bis ≤ 260°C, mehr bevorzugt ≥ 210°C bis ≤ 245°C. Die Eintrittstemperatur kann für alle Zonen gleich sein oder individuell verschieden. Sie ist mit dafür verantwortlich, wie schnell und wie hoch die Temperatur im Reaktandengemisch steigt. Die gewählten Eintrittstemperaturen lassen einen möglichst hohen Umsatz in der Reaktionszone zu, ohne dass die Temperatur innerhalb der Zone auf unerwünschte Werte ansteigt.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung beträgt die maximale Temperatur in einer Reaktionszone ≥ 250°C bis ≤ 400°C, vorzugsweise ≥ 280°C bis ≤ 380°C, mehr bevorzugt ≥ 300°C bis ≤ 350°C. Die maximal in einer Reaktionszone herrschende Temperatur kann für alle Zonen gleich sein oder individuell verschieden. Sie kann durch Verfahrensparameter wie Druck oder Zusammensetzung des Reaktandengemisches, Aktivität des Katalysators und Länge der Reaktionszone eingestellt werden. Die maximale Temperatur bestimmt sowohl den Reaktionsumsatz, als auch das Ausmaß des Austrags oder der Desaktivierung des Katalysators. Die gewählten Temperaturen lassen einen möglichst hohen Umsatz in der Reaktionszone zu, ohne dass der Katalysator signifikant ausgetragen oder desaktiviert wird.
Allgemein kann die Steuerung der Temperatur in den Katalysatorbetten bevorzugt durch mindestens eine der folgenden Maßnahmen erfolgen:

– Dimensionierung der Katalysatorbetten,
– Steuerung der Wärmeabfuhr zwischen den Katalysatorbetten,
– Zusatz von Einsatzgasen zwischen den Katalysatorbetten,
– Molares Verhältnis der Edukte,
– Konzentrationen der Edukte
– Zusatz von Inertgasen, insbesondere Stickstoff, Kohlendioxid, vor und/oder zwischen den Katalysatorbetten

Prinzipiell können die Katalysatoren beziehungsweise die geträgerten Katalysatoren jede beliebige Form aufweisen, z. B. Kugeln, Stäbchen, Raschigringe oder Granulat oder Tabletten.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung werden die nacheinander geschalteten Reaktionszonen bei einer sich ändernden Durchschnittstemperatur betrieben.
Dieses kann beispielsweise über die Steuerung der zwischen die Katalysatorbetten geschalteten Wärmetauscher eingestellt werden. Es bedeutet, dass man innerhalb einer Folge von Katalysatorbetten die Temperatur von Katalysatorbett zu Katalysatorbett sowohl ansteigen als auch absinken lassen kann. So kann es besonders vorteilhaft sein, die Durchschnittstemperatur zunächst von Katalysatorbett zu Katalysatorbett zur Erhöhung der Katalysatoraktivität ansteigen zu lassen. Ebenso kann es vorteilhaft sein, die nacheinander geschalteten Reaktionszonen bei einer steigenden Durchschnittstemperatur zu betreiben, um die Umsetzung der Reaktanden anfangs mit einem größeren Sicherheitsabstand zur gewünschten Temperaturobergrenze durchzuführen. Im späteren Verlauf der Umsetzung, wenn weniger Edukte vorhanden sind, kann die Umsetzung durch Steigerung der Durchschnittstemperatur weiter vorangetrieben werden.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung beträgt die Verweilzeit der Prozessgase in dem Reaktor insgesamt ≥ 0,1 s bis ≤ 60 s, vorzugsweise ≥ 0,5 s bis ≤ 30 s, mehr bevorzugt ≥ 1 s bis ≤ 10 s. Geringere Verweilzeiten und die damit verbundenen niedrigen Raum-Zeit-Ausbeute sind wirtschaftlich nicht attraktiv. Bei höheren Verweilzeiten tritt keine signifikante zusätzliche Steigerung der Raum-Zeit-Ausbeute ein, so dass eine solche Verfahrensführung ebenfalls nicht wirtschaftlich attraktiv ist. Weiterhin steigt bei einer höheren Verweilzeit die Austrittstemperatur über die maximal gewünschte Temperatur, oder sinkt die Eintrittstemperatur unter die minimal gewünschte Temperatur.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung werden nicht umgesetzte Eduktgase wieder in den Beginn des Reaktors eingeführt. Folglich handelt es sich um einen Kreisprozess. Nicht umgesetzte Eduktgase sind insbesondere Wasserstoff.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung ist das Wärmeaustauschmedium, welches einen Wärmetauscher durchströmt, ausgewählt aus der Gruppe umfassend Flüssigkeiten, siedende Flüssigkeiten, Gase, organische Wärmeträger, Salzschmelzen und/oder ionische Flüssigkeiten, wobei vorzugsweise Wasser, teilweise verdampfendes Wasser und/oder Wasserdampf ausgewählt werden. Unter teilweise verdampfendem Wasser ist zu verstehen, dass in den einzelnen Fluidströmungskanälen des Wärmetauschers flüssiges Wasser und Wasserdampf nebeneinander vorliegen. Hierbei bieten sich die Vorteile eines hohen Wärmeübergangskoeffizienten auf der Seite des Wärmeaustauschmediums, einer hohen spezifischen Wärmeaufnahme durch die Verdampfungsenthalpie des Wärmeaustauschmediums, sowie einer konstanten Temperatur über den Kanal des Wärmeaustauschmediums. Insbesondere bei im Kreuzstrom zum Reaktandenstrom geführtem Wärmeaustauschmedium ist die konstante Verdampfungstemperatur von Vorteil, da sie eine gleichmäßige Wärmeabfuhr über alle Reaktionskanäle ermöglicht. Die Regelung der Reaktandentemperatur kann über die Einstellung des Druckniveaus und damit der Temperatur für die Verdampfung des Wärmeaustauschmediums erfolgen.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung beträgt die mittlere logarithmische Temperaturdifferenz zwischen Wärmeaustauschmedium und dem Produktstrom ≥ 5 K bis ≤ 300 K, vorzugsweise ≥ 10 K bis ≤ 250 K, mehr bevorzugt ≥ 30 K bis ≤ 150 K. Bei geringeren logarithmischen Temperaturdifferenzen wird die benötigte Wärmeaustauscherfläche zu groß, was Kostennachteile mit sich bringt. Bei höheren logarithmischen Temperaturdifferenzen muss das Kühlmittel sehr kalt sein. Beispielsweise ist aber niederenergetischer Dampf auch in der wirtschaftlichen Gesamtbilanz einer Anlage weniger wertvoll.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung wird das Verfahren so geführt, dass die Katalysatorbelastung, ausgedrückt in kg Nitroaromat der Formel (II) pro kg Katalysator und Stunde, ≥ 1 bis ≤ 60, vorzugsweise ≥ 10 bis ≤ 50, mehr bevorzugt ≥ 25 bis ≤ 40 beträgt.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung wird die in den Wärmetauschern abgeführte Reaktionswärme zur Dampfgewinnung eingesetzt. Dieses macht das Gesamtverfahren wirtschaftlicher und ermöglicht es beispielsweise, das Verfahren nutzbringend in einer Verbundanlage oder einem Verbundstandort zu betreiben.
In einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung beträgt das molare Verhältnis von Nitroaromat der Formel (II) zu Wasserstoff vor Eintritt in die erste Reaktionszone ≥ 1:100 bis ≤ 1:3, vorzugsweise ≥ 1:50 bis ≤ 1:4, mehr bevorzugt ≥ 1:30 bis ≤ 1:5. Durch eine Erhöhung des Verhältnisses von Äquivalenten Wasserstoff pro Äquivalent Nitroaromat kann die Reaktion beschleunigt und somit die Raumzeitausbeute (produzierte Menge an aromatischem Amin pro Reaktorvolumen) gesteigert werden.
Gegenstand der vorliegenden Erfindung ist weiterhin ein Reaktorsystem zur Herstellung von aromatischen Aminen der Formel (I) durch mehrstufige adiabatische Hydrierung von Nitroaromaten der Formel (II) mittels des Verfahrens gemäß der vorliegenden Erfindung. Insbesondere betrifft die vorliegende Erfindung ein Reaktorsystem, wobei der Wärmetauscher aufeinander geschichtete und miteinander verbundene Platten umfasst, wobei die einzelnen Platten gemäß einem vorherbestimmten Muster mindestens zwei voneinander getrennte Fluidströmungskanäle aufweisen und die mit Fluidströmungskanälen versehenen Platten so angeordnet sind, dass das Reaktandengemisch in einer ersten Strömungswegrichtung und das im Wärmetauscher verwendete Wärmeaustauschmedium in einer zweiten Strömungswegrichtung den Wärmetauscher durchströmen. Weiterhin ist es vorteilhaft, wenn das Reaktorsystem ≥ 10 bis ≤ 40, vorzugsweise ≥ 12 bis ≤ 30, mehr bevorzugt ≥ 14 bis ≤ 25 Reaktionszonen umfasst.
Die vorliegende Erfindung wird weiter anhand der 1 und 2 erläutert, ohne dass die Figuren eine Einschränkung der Erfindung darstellen. Es zeigen:
1 zwei Platten des Wärmetauschers
2 miteinander verbundene Platten des Wärmetauschers
1 zeigt zwei Platten 1 und 2 des Wärmetauschers. Die Darstellung kann als Ausschnitt einer Explosionszeichnung des Wärmetauschers verstanden werden. Die erste Platte 1 weist halbkreisförmig ausgebildete, gerade verlaufende Fluidströmungskanäle 3 auf. Die Strömungswegrichtung, die durch die Fluidströmungskanäle 3 vorgegeben wird, ist durch den eingezeichneten Vektor A→B dargestellt. Zwischen den Fluidströmungskanälen 3 befinden sich Stege mit einer Oberfläche 5.
Die zweite Platte 1 in 1 weist ebenfalls halbkreisförmig ausgebildete, gerade verlaufende Fluidströmungskanäle 4 auf. Sie verlaufen rechtwinklig zu den Kanälen 3 der ersten Platte 1. Die Strömungswegrichtung, die durch die Fluidströmungskanäle 4 vorgegeben wird, ist durch den eingezeichneten Vektor C→D dargestellt. Entsprechend verläuft dieser Vektor rechtwinklig zum Vektor A→B. Zwischen den Fluidströmungskanälen 4 befinden sich Stege mit einer Oberfläche 6.
2 zeigt zu einem Stapel miteinander verbundene Platten 1 und 2 des Wärmetauschers. Die Platten 1 und 2 sind abwechselnd aufeinander geschichtet. Die Fluidströmungskanäle 3 der Platten 1 definieren eine erste Strömungswegrichtung, die durch den Vektor A→B dargestellt ist. Die Fluidströmungskanäle 4 der Platten 2 definieren eine zweite Strömungswegrichtung, die durch den Vektor C→D dargestellt ist. So können also beispielsweise das Reaktionsgemisch entlang der ersten Strömungswegrichtung und ein Wärmeaustauschmedium entlang der zweiten Strömungswegrichtung durch den Wärmetauscher strömen. Die oberste Platte 1 kann durch eine Abdeckplatte 7 verschlossen werden.
Weiterhin wird die vorliegende Erfindung anhand der nachfolgenden Beispiele 1 und 2 erläutert. Diese Beispiele betreffen bei der Synthese von Anilin den Temperaturverlauf des Reaktandengemisches, wenn dieses nach dem erfindungsgemäßen Verfahren in Reaktionszonen reagiert und in nachgeschalteten Wärmetauschern wieder gekühlt wird. Weiterhin betreffen die Beispiele den erzielten Umsatz an Nitrobenzol.
Beispiel 1:
In diesem Beispiel strömte das Reaktandengemisch über insgesamt 15 Katalysatorstufen, also durch 15 Reaktionszonen. Jeweils nach einer Katalysatorstufe befand sich ein Wärmetauscher, der das Reaktandengemisch kühlte, bevor es in die nächste Katalysatorstufe eintrat. Die Eingangskonzentration der Reaktanden betrug 14,4 mol-% Nitrobenzol und 85,6 mol-% Wasserstoff. Der Eingangsdruck des Reaktandengemisches betrug 4 bar. Die Länge der Katalysatorstufen, also der Reaktionszonen, betrug einheitlich jeweils 15 cm. Die Aktivität des Katalysators war so eingestellt, dass sie mit der Anzahl der Katalysatorstufen zunahm. Die relativen Katalysatoraktivitäten bezogen auf die Aktivität der letzten Stufe waren wie folgt:

Stufen 1 und 2 2,1%

Stufen 3 und 4 2,5%

Stufen 5 und 6 3%

Stufen 7 und 8 3,8%

Stufen 9 und 10 5,2%

Stufen 11 und 12 9,5%

Stufen 13 20,8%

Stufe 14 50%

Stufe 15 100%
Eine Belastung von 26 kg Nitrobenzol pro kg Katalysator und Stunde wurde zugrunde gelegt.
Die Ergebnisse sind in 3 gezeigt. Hierbei sind auf der x-Achse die einzelnen Katalysatorstufen aufgeführt, so dass ein räumlicher Verlauf der Entwicklungen im Verfahren sichtbar wird. Auf der linken y-Achse ist die Temperatur des Reaktandengemisches angegeben. Der Temperaturverlauf über die einzelnen Katalysatorstufen hinweg ist als durchgezogene Linie dargestellt. Auf der rechten y-Achse ist der Gesamtumsatz an Nitrobenzol angegeben. Der Verlauf des Umsatzes über die einzelnen Katalysatorstufen hinweg ist als gestrichelte Linie dargestellt.
Man erkennt, dass die Eingangstemperatur des Reaktandengemisches vor der ersten Katalysatorstufe etwa 245°C beträgt. Durch die exotherme Hydrierungsreaktion unter adiabatischen Bedingungen steigt die Temperatur auf etwa 340°C, bevor das Reaktandengemisch durch den nachgeschalteten Wärmetauscher wieder gekühlt wird. Die Eingangstemperatur vor der nächsten Katalysatorstufe beträgt wieder etwa 245°C. Durch exotherme adiabatische Reaktion steigt sie wieder auf etwa 340°C. Die Abfolge aus Erwärmung und Kühlung setzt sich weiter fort. Die Eingangstemperaturen des Reaktandengemisches vor den einzelnen Katalysatorstufen sind bis zur 12. Stufe konstant bei etwa 245°C. Vor der 13. Stufe steigt sie auf etwa 280°C, vor der 14. Stufe auf etwa 335°C und vor der 15. Stufe liegt sie bei etwa 340°C. Die gewollte geringere Aktivität des Katalysators in den frühen Stufen ermöglicht einen linearen Umsatz an Nitrobenzol über die einzelnen Reaktionsstufen hinweg, ohne dass eine ungewünschte Überhitzung befürchtet werden muss. Folglich kann die Temperatur des Reaktandengemisches näher am für die jeweilige Zusammensetzung Optimalen gehalten werden.
Der Umsatz an Nitrobenzol betrug nach der 15. Stufe insgesamt 100%.
Beispiel 2:
In diesem Beispiel strömte das Reaktandengemisch über insgesamt 18 Katalysatorstufen, also durch 18 Reaktionszonen. Jeweils nach einer Katalysatorstufe befand sich ein Wärmetauscher, der das Reaktandengemisch kühlte, bevor es in die nächste Katalysatorstufe eintrat. Die Eintrittskonzentrationen der Reaktanden waren 3,9 mol-% Nitrobenzol und 96,1 mol-% Wasserstoff. Der Eingangsdruck des Reaktandengemisches betrug 4 bar. Die Länge der Katalysatorstufen, also der Reaktionszonen, betrug einheitlich jeweils 15 cm. Die Aktivität des Katalysators war so eingestellt, dass sie in allen Katalysatorstufen gleich war. Das Verfahren wurde so durchgeführt, dass eine Belastung von 16 kg Nitrobenzol pro kg Katalysator und Stunde erreicht wurde.
Die Ergebnisse sind in 4 gezeigt. Hierbei sind auf der x-Achse die einzelnen Katalysatorstufen aufgeführt, so dass ein räumlicher Verlauf der Entwicklungen im Verfahren sichtbar wird. Auf der linken y-Achse ist die Temperatur des Reaktandengemisches angegeben. Der Temperaturverlauf über die einzelnen Katalysatorstufen hinweg ist als durchgezogene Linie dargestellt. Auf der rechten y-Achse ist der Gesamtumsatz an Nitrobenzol angegeben. Der Verlauf des Umsatzes über die einzelnen Katalysatorstufen hinweg ist als gestrichelte Linie dargestellt.
Man erkennt, dass die Eingangstemperatur des Reaktandengemisches vor der ersten Katalysatorstufe etwa 245°C beträgt. Durch die exotherme Hydrierungsreaktion unter adiabatischen Bedingungen steigt die Temperatur auf etwa 340°C, bevor das Reaktandengemisch durch den nachgeschalteten Wärmetauscher wieder gekühlt wird. Die Eingangstemperatur vor der nächsten Katalysatorstufe beträgt etwa 260°C. Durch exotherme adiabatische Reaktion steigt sie wieder auf etwa 340°C. Die Abfolge aus Erwärmung und Kühlung setzt sich weiter fort. Die Eingangstemperaturen des Reaktandengemisches vor den einzelnen Katalysatorstufen steigen mit zunehmender Stufenanzahl. Dieses ist möglich, da bei im Reaktionsverlauf späteren Stufen die Menge der zur Reaktion befähigten Edukte geringer ist und entsprechend die Gefahr eines durch exotherme Reaktion bedingten Verlassens des optimalen Temperaturbereichs des Verfahrens sinkt. Folglich kann die Temperatur des Reaktandengemisches näher am für die jeweilige Zusammensetzung Optimalen gehalten werden.
Der Umsatz an Nitrobenzol betrug nach der 18. Stufe insgesamt 99,0%.

1: Platte des Wärmetauschers
2: Platte des Wärmetauschers
3: Fluidströmungskanal
4: Fluidströmungskanal
5: Oberfläche einer Platte des Wärmetauschers
6: Oberfläche einer Platte des Wärmetauschers
7: Abdeckplatte

ZITATE ENTHALTEN IN DER BESCHREIBUNG
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Zitierte Patentliteratur

- US 3136818 [0004]
- DE 2201528 A [0005]
- DE 3414714 A [0005]
- WO 01/54806 [0006]
- EP 0696573 B1 [0007]

Claims

Verfahren zur Herstellung von aromatischen Aminen der Formel (I)
wobei R¹ und R² unabhängig voneinander Wasserstoff, Methyl oder Ethyl bedeuten und wobei R¹ zusätzlich Amino bedeuten kann, durch Gasphasenhydrierung von Nitroaromaten der Formel (11)
wobei R² und R³ unabhängig voneinander Wasserstoff, Methyl oder Ethyl bedeuten und wobei R³ zusätzlich Nitro bedeuten kann, wobei in einem Reaktor das Reaktandengemisch in mindestens zwei voneinander getrennten Reaktionszonen unter adiabatischen Bedingungen an Katalysatorbetten reagiert und wobei das aus mindestens einer Reaktionszone austretende Reaktandengemisch anschließend durch einen der jeweiligen Reaktionszone nachgeschalteten Wärmetauscher geleitet wird, dadurch gekennzeichnet, dass der Wärmetauscher aufeinander geschichtete und miteinander verbundene Platten (1, 2) umfasst, wobei die einzelnen Platten gemäß einem vorherbestimmten Muster mindestens zwei voneinander getrennte Fluidströmungskanäle (3, 4) aufweisen und die mit Fluidströmungskanälen versehenen Platten so angeordnet sind, dass das Reaktandengemisch in einer ersten Strömungswegrichtung und das im Wärmetauscher verwendete Wärmeaustauschmedium in einer zweiten Strömungswegrichtung den Wärmetauscher durchströmen.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei die Platten des Wärmetauschers über die Stege zwischen Fluidströmungskanälen einer Platte und den Boden der darüberliegenden Platte stoffschlüssig miteinander verbunden sind.
Verfahren nach Ansprüchen 1 oder 2, wobei in den Nitroaromaten der Formel (II) R² Wasserstoff bedeutet, R³ Wasserstoff, Methyl, Ethyl oder Nitro bedeutet und wobei vorzugsweise der Nitroaromat der Formel (II) Nitrobenzol ist.
Verfahren nach Ansprüchen 1 bis 3, wobei das Katalysatorbett als strukturierte Packung ausgebildet ist.
Verfahren nach Ansprüchen 1 bis 3, wobei der Katalysator im Katalysatorbett als monolithischer Katalysator vorliegt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei der hydraulische Durchmesser der Fluidströmungskanäle im Wärmetauscher ≥ 10 μm bis ≤ 10 mm, vorzugsweise ≥ 100 μm bis ≤ 5 mm, mehr bevorzugt ≥ 0,5 mm bis ≤ 2 mm beträgt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, umfassend ≥ 10 bis ≤ 40, vorzugsweise ≥ 12 bis ≤ 30, mehr bevorzugt ≥ 14 bis ≤ 25 Reaktionszonen.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei Nitroaromaten der Formel (II) und Wasserstoff gleichzeitig in den Reaktor eingespeist werden.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei die Länge mindestens einer Reaktionszone ≥ 0,01 m bis ≤ 5 m, vorzugsweise ≥ 0,03 m bis ≤ 1 m, mehr bevorzugt ≥ 0,05 m bis ≤ 0,5 m beträgt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei der Katalysator in den Reaktionszonen unabhängig voneinander auf α-Al₂O₃ geträgertes Palladium umfasst.
Verfahren nach Anspruch 10, wobei der Gehalt des Palladiums auf dem α-Al₂O₃-Träger ≥ 0,1 g bis ≤ 100 g, vorzugsweise ≥ 1 g bis ≤ 50 g, mehr bevorzugt ≥ 2 g bis ≤ 20 g pro Liter α-Al₂O₃ beträgt.
Verfahren nach Ansprüchen 10 oder 11, wobei das α-Al₂O₃ schalenförmig niedergeschlagen ist.
Verfahren nach einem der Ansprüche 10 bis 12, wobei der Katalysator zusätzlich Vanadium und/oder Blei umfasst.
Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 9, wobei der Katalysator in den Reaktionszonen unabhängig voneinander auf Kohle geträgertes Palladium umfasst.
Verfahren nach Anspruch 14, wobei der Kohleträger eine BET-Oberfläche von ≥ 0,2 m²/g bis ≤ 10 m²/g aufweist.
Verfahren nach Ansprüchen 14 oder 15, wobei der Palladiumgehalt des Katalysators ≥ 0,001 Gew.-% bis ≤ 1,5 Gew.-% beträgt.
Verfahren nach einem der Ansprüche 14 bis 16, wobei ≥ 0 mol-% bis ≤ 40 mol-% des Palladiums ersetzt sind durch Rhodium, Iridium und/oder Ruthenium.
Verfahren nach einem der Ansprüche 14 bis 17, wobei der Katalysator zusätzlich schwefelhaltige und/oder phosphorhaltige Verbindungen umfasst, die als Schwefel oder Phosphor berechnet einen Gehalt von 0,1 Gew.-% bis ≤ 2 Gew.-%, vorzugsweise 0,2 Gew.-% bis ≤ 1 Gew.-% des Katalysators ausmachen.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei die Partikelgröße des Katalysators in den Reaktionszonen unabhängig voneinander ≥ 1 mm bis ≤ 10 mm, vorzugsweise ≥ 1,5 mm bis ≤ 8 mm, mehr bevorzugt ≥ 2 mm bis ≤ 5 mm beträgt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei in verschiedenen Reaktionszonen der Katalysator eine unterschiedliche Aktivität aufweist, wobei vorzugsweise die Aktivität des Katalysators in den Reaktionszonen, entlang der Stromrichtung der Reaktanden gesehen, zunimmt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei ein kontinuierlicher Austausch eines Festbettkatalysators durchgeführt wird.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei der absolute Eingangsdruck der Reaktanden vor der ersten Reaktionszone ≥ 1 bar bis ≤ 50 bar, vorzugsweise ≥ 2 bar bis ≤ 20 bar, mehr bevorzugt ≥ 3 bar bis ≤ 10 bar beträgt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei die Eintrittstemperatur der Reaktanden vor einer Reaktionszone ≥ 180°C bis ≤ 280°C, vorzugsweise ≥ 200°C bis ≤ 260°C, mehr bevorzugt ≥ 210°C bis ≤ 245°C beträgt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei die maximale Temperatur in einer Reaktionszone ≥ 250°C bis ≤ 400°C, vorzugsweise ≥ 280°C bis ≤ 380°C, mehr bevorzugt ≥ 300°C bis ≤ 350°C beträgt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei die nacheinander geschalteten Reaktionszonen bei sich ändernden Durchschnittstemperatur betrieben werden.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei die Verweilzeit der Reaktanden in dem Reaktor insgesamt ≥ 0,1 s bis ≤ 60 s, vorzugsweise ≥ 0,5 s bis ≤ 30 s, mehr bevorzugt ≥ 1 s bis ≤ 10 s beträgt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei nicht umgesetzte Eduktgase wieder in den Beginn des Reaktors eingeführt werden.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei das Wärmeaustauschmedium, welches einen Wärmetauscher durchströmt, ausgewählt ist aus der Gruppe umfassend Flüssigkeiten, siedende Flüssigkeiten, Gase, organische Wärmeträger, Salzschmelzen und/oder ionische Flüssigkeiten, wobei vorzugsweise Wasser, teilweise verdampfendes Wasser und/oder Wasserdampf ausgewählt werden.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei die mittlere logarithmische Temperaturdifferenz zwischen Wärmeaustauschmedium und dem Produktstrom ≥ 5 K bis ≤ 300 K, vorzugsweise ≥ 10 K bis ≤ 250 K, mehr bevorzugt ≥ 30 K bis ≤ 150 K beträgt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei das Verfahren so geführt wird, dass die Katalysatorbelastung, ausgedrückt in kg Nitroaromat der Formel (II) pro kg Katalysator und Stunde, ≥ 1 bis ≤ 60, vorzugsweise ≥ 10 bis ≤ 50, mehr bevorzugt ≥ 25 bis ≤ 40 beträgt.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei die in den Wärmetauschern abgeführte Reaktionswärme zur Dampfgewinnung eingesetzt wird.
Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, wobei das molare Verhältnis von Nitroaromat der Formel (II) zu Wasserstoff vor Eintritt in die erste Reaktionszone ≥ 1:100 bis ≤ 1:3, vorzugsweise ≥ 1:50 bis ≤ 1:4, mehr bevorzugt ≥ 1:30 bis ≤ 1:5 beträgt.
Reaktorsystem zur Herstellung von aromatischen Aminen der Formel (I) durch mehrstufige adiabatische Hydrierung von Nitroaromaten der Formel (II) mittels des Verfahrens gemäß einem der vorhergehenden Ansprüche.