DE2612540B2 - Verfahren zur Gewinnung von Äthylenoxid - Google Patents
Verfahren zur Gewinnung von ÄthylenoxidInfo
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Description
dadurch gekennzeichnet, daß man
a) den aus dem Abstreifer über Kopf abgehenden Dampf derart teilkondensiert, daß wenigstens
etwa 50% des darin enthaltenen Wassers und weniger als 20% des darin enthaltenen Äthylenoxids
kondensiert werden und das bei dieser Teilkondensation erhaltene Kondensat als Rückfluß in einen oberen Teil der Abstreifzone
rückleitet,
b) den nichtkondensierten Anteil des aus dem Kopf des Abstreifers stammenden Dampfes in
die Reabsorptionszone leitet,
c) einen Teil des Reabsorbats abkühlt und
d) dieses abgekühlte Reabsorbat so in den Reabsorber rückleitet, daß zwischen dem
Einleitungspunkt des abgekühlten Reabsorbats und dem Punkt, an dem der nichtkondensierte
Anteil des aus dem Kopf des Abstreifers kommenden Dampfes in die Reabsorptionszone
geleitet wird, 1 bis 10 theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen vorhanden sind, wobei
die Menge des abgekühlten Reabsorbats wenigstens 0,2 und nicht über etwa 10 Gewichtsteile pro Gewichtsteil des nichtabgekühlten
Reabsorbats beträgt.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß man den aus dem Kopf des Abstreifers
stammenden nichtkondensierten Dampfanteil nach der Teilkondensation nach Verfahrensstufe (a) und
Einführung dieses Dampfes in die Reabsorptionszone nicht weiter abkühlt und die Temperatur des
abgekühlten Reabsorbats auf unterhalb der Temperatur des nichtkondensierten Anteils des aus dem
Kopf des Abstreifers stammenden Dampfes hält.
3. Verfahren nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet,
daß der Temperaturunterschied zwischen dem eingeführten Dampf und dem abgekühlten
Reabsorbat wenigstens 2°C ausmacht.
4. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß der Temperaturunterschied wenigstens
5°C ausmacht.
Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zur Gewinnung von Äthylenoxid aus gasförmigen Produktabströmen,
die bei der silberkatalysierten Dampfphasenpartialoxydation von Äthylen mit molekularem
"> Sauerstoff entstehen.
Bei der Herstellung von Äthylenoxid unter Verwendung
eines Silberkatalysators durch Dampfphaäenpartialoxydation von Äthylen mit molekularem Sauerstoff
fällt ein gasförmiger Produktstrom an. Dieser Produkt-
K) strom ist in bezug auf das als Produkt gewünschte
Äthylenoxid äußerst verdünnt und er enthält normalerweise
lediglich etwa 0,3 bis 5 Molprozent dieses gewünschten Materials. Die Gewinnung des Äthylenoxids
aus diesem Abgas erfolgt gewöhnlich durch eine
ii anfängliche Wasserabsorptionsstufe und eine nachfolgende
Abstreifstufe, an die sich eine Reabsorptionsstufe anschließt- Im einzelnen wird hierzu auf US-PS
34 18 338 verwiesen.
Die Funktion der Absorptionsstufe bei der oben angeführten Reaktionsfolge besteht in einer selektiven
Absorption des Äthylenoxids aus dem gasförmigen Produktstrom unter gleichzeitig minimaler Absorption
anderer Materialien, wie nichtumgesetzter Reaktionsteilnehmer, Reaktionsverdünnungsmittel und Reak-
r> tionsnebenprodukte, die ebenfalls im Reaktionsabstrom vorhanden sind. Da der Absorber jedoch bei verhältnismäßig
hohem Druck betrieben wird, nämlich einem lediglich geringfügig unter dem Druck des Reaktors
liegenden Druck, werden gleichzeitig mit dem ge-
wünschten Äthylenoxid auch wesentliche Mengen anderer im Produktstrom vorhandener Materialien
absorbiert, wie Kohlendioxid und eventuell vorhandene Spurenverunreinigungen, wie aldehydische oder saure
Nebenprodukte, die während der Oxydationsreaktion
i) entstehen. Im Abstreifer wird das absorbierte Äthylenoxid
durch Abstreifen mit Dampf wieder verflüchtigt und gleichzeitig damit auch wesentliche Mengen des
Kohlendioxids und der aldehydischen und sauren Spurenverunreinigungen, die ursprünglich gleichzeitig
4(i mit dein Äthylenoxid absorbiert worden sind. Die
Funktion des Reabsorbers besteht in einer Ausfällung des Äthylenoxids und des Kohlendioxids, die im
Abstreifer verflüchtigt werden. Das aus dem Abstreifer über Kopf abgehende Produkt wird hierzu im
4> Reabsorber gleichzeitig mit Wasser zusammengebracht,
wodurch man als Bodenprodukt ein flüssiges Reabsorbat erhält, das im wesentlichen aus Äthylenoxid
und Wasser besteht, ferner jedoch auch noch restliche Mengen an Kohlendioxid sowie aldehydischen und
■ϊο sauren Spurenverunreinigungen enthält.
Der Absorber arbeitet, wie oben angegeben, bei verhältnismäßig hohem Druck, während sowohl der
Abstreifer als auch der Reabsorber bei Drücken betrieben werden, die verhältnismäßig nahe am
v> Atmosphärendruck liegen. Dieser Druckunterschied ermöglicht die gewünschte Abtrennung im Abstreifer-Reabsorber-System,
und zwar vorwiegend die Trennung von Äthylenoxid und Kohlendioxid.
Das obige System besitzt jedoch einige Nachteile, die
Das obige System besitzt jedoch einige Nachteile, die
t><> sich insbesondere dann äußern, wenn man Produkte mit
noch höherer Reinheit zu möglichst niedrigen Kosten haben möchte. Die im Abstreifer herrschenden Temperaturen
sind derart hoch, daß ein Teil des Äthylenoxids thermisch zu Äthylenglyeol hydratisiert wird, das sich
hi aufgrund von Spurenverunreinigungen nur schwer zu
einem äußerst reinen Produkt, wie man es beispielsweise zur Herstellung von Fasern benötigt, oder auch nur
zu einem weniger reinen Produkt, wie es zur
Herstellung eines Gefrierschutzmittels benötigt wird, reinigen läßt. Versuche zur Erniedrigung des Abstreiferdruckes
und somit zur Erzielung niedrigerer Temperaturen im Abstreifer sind allgemein uninteressant, da dies
auch mit einer Druckerniedrigung im Reabsorber verbunden ist, sofern zwischen dem Abstreifer und dem
Reabsorber nicht ein entsprechender Dampfkompressor vorgesehen isu Ein solcher Kompressor ist jedoch
ziemlich teuer, sehr schwierig zu halten und ^nter Umständen auch gefährlich. Ohne eine Kompression
wird mit abnehmendem Druck im Abstreifer der Druck im Reabsorber jedoch niedriger und die Wassermenge
größer, die man zur bevorzugten Absorption des Äthylenoxids im Reabsorber braucht Dies bringt
jedoch mit sich, ciaß das Bodenprodukt des Reabsorbers (das im folgenden als Reabsorbat bezeichnet wird und
eine Lösung von Äthylenoxid in Wasser darstellt) hinsichtlich seines Äthylenoxidgehalts stärker verdünnt
wird, wodurch sich die anschließende Aufarbeitung dieses Materials zur Gewinnung von Äthylenoxid
verteuert und schwieriger gestaltet.
Auch wenn das Reabsorbat zur Gewinnung des Äthylenoxids nicht aufgearbeitet werden muß, sondern
zur direkten Umwandlung des darin gelösten Äthylenoxids in Monoäthylenglycol (unter gleichzeitiger Bildung
höherer Glycole) einer thermischen Hydration unterzogen wird, dann gibt es bei den bekannten
Systemen bestimmte Probleme. Die in dem Reabsorbat gelösten Spurenverunreinigungen stören zunächst die
Qualität des Glycols. Aus Wirtschaftlichkeitsgründen sollten bei der Herstellung von Glycol aus dem
Reabsorbat ferner Lösungen verwendet werden, die eine verhältnismäßig hohe Konzentration an gelöstem
Äthylenoxid enthalten, da sich Reabsorbatlösungen mit einem Gehalt von beispielsweise weniger als 5
Gewichtsprozent Äthylenoxid nur schwer zur Herstellung von Glycol verwenden lassen.
Die obigen Probleme wurden durch neuere Entwicklungen auf dem Gebiete der Oxydationsreaktionen
sogar noch verstärkt. Diese neueren Entwicklungen beziehen sich auf die Anwendung hoher Konzentrationen
an Kohlendioxid als Reaktionsverdünnungsmittel in der Oxydationsstufe (siehe BE-PS 7 81 107). Infolgedessen
wird daher im Absorber eine größere Menge Kohlendioxid absorbiert und im Abstreifer abgestreift,
die dann wiederum im Beschickungsgas des Reabsorbers vorhanden ist. Hierdurch braucht man für den
Reabsorber wiederum eine wesentlich größere Wassernienge, wodurch sich eine in bezug auf Äthylenoxid
noch stärker verdünnte Reabsorbatlösung ergibt.
Die Technik brauchte daher ein Abstreifer-Reabsorber-System
für die Gewinnung von Äthylenoxid, das sich leicht betreiben läßt und nur zu einer minimalen
Glycolbildung führt, wobei gleichzeitig lediglich ein Minimum an Spurenverunreinigungen mitgeschleppt
wird. Um auch die Vorteile des eingangs geschilderten neu entwickelten Oxydationsverfahrens mitzunehmen,
sollten sich in einem solchen System auch Materialien mit hohem Kohlendioxidgehalt verarbeiten lassen, ohne
daß man hierbei eine an Äthylenoxid zu stark verdünnte wäßrige Reabsorbatlösung erhält. Ein System dieser Art
wird nun erfindungsgemäß durch das in den Ansprüchen bezeichnete Verfahren geschaffen.
Beim erfindungsgemäßen Verfahren wird ein grundlegend herkömmliches Abstreifer-Reabsorber-System
verwendet, das jedoch zwei wesentliche Modifikationen aufweist. Die erste Modifikation besteht darin, daß der
vom Abstreifer über Kopf abgehende Dampf einer Partialkondensation unterzogen wird, um auf diese
Weise wenigstens etwa 50% des dann enthaltenen Wassers und weniger als 20% des darin befindlichen
Äthylenoxids zu kondensieren. Das hierbei anfallende Kondensat wird als Rückfluß wieder in den Abstreifer
geleitet. Der nichtkondensierte Abstreiferdampf wird genauso wie beim herkömmlichen Gewinnungssystern
weitergeführt und in einen oberen Teil des Reabsorbers geleitet, während man in einen oberen Teil des
κι Reabsorbers gleichzeitig Wasser einführt. Im Reabsorber
werden hierdurch aus dem Kopf des Abstreifers kommender Dampf und Wasser gleichzeitig miteinander
in Berührung gebracht, wodurch es zur bevorzugten Reabsorption von Äthylenoxid unter Bildung der
gewünschten Reabsorbatlösung kommt
Die zweite wesentliche Modifikation besteht in der Aufteilung des Reabsorbats in zwei Teilmengen, von
denen die erste abgekühlt und an einem Punkt in den Reabsorber rückgeleitet wird, der zwischen den
Punkten liegt, zwischen denen man den Dampf vom Kopf des Abstreifers und das Wasser in den Reabsorber
einführt. Die zweite Teilmenge des Reabsorbats wird zur weiteren Verarbeitung weitergeleitet, um (a) daraus
Äthylenoxid zu gewinnen oder (b) das darin gelöste Äthylenoxid in Athylenglycole umzuwandeln oder (c)
das ganze Material in zwei Teile aufzuteilen, wobei man aus einem Teil Äthylenoxid gewinnt und den anderen
Teil in Athylenglycole umwandelt. Die Verhältnismengen der beiden Teile des Reabsorbats werden so
jo gewählt, daß der erste Anteil (der rückgeleitet wird)
wenigstens 0,2 und nicht über etwa 10 Gewichtsteile pro Gewichlsteil reinem Reabsorbat ausmacht, das dann
weiter verarbeitet wird.
Die Erfindung wird anhand der Zeichnung weiter erläutert. Es zeigt
Fig. 1 eine schematische Darstellung des bekannten Abstreifer-Reabsorber-Systems, das nicht Gegenstand
der Erfindung ist,
Fig.2 eine schematische Darstellung eines erfindungsgemäß
modifizierten Abstreifer-Reabsorber-Systems und
F i g. 3 eine schematische Darstellung einer besonders
bevorzugten Ausführungsform des Systems nach F i g. 2.
Im einzelnen geht aus Fig. 1 hervor, daß eine wäßrige Waschflüssigkeit (Absorbat), die man durch
Waschen eines durch silberkatalysierte Dampfphasenpartialoxydation von Äthylen mit molekularem Sauerstoff
hergestellten gasförmigen Reaktionsabstroms mit Wasser erhält, über eine Leitung 11 in einen oberen Teil
eines Abstreifers 10 eingeführt wird. In einen unteren Teil des Abstreifers 10 wird über eine Leitung 12 Dampf
eingeleitet. Durch Gegenstromkontakt des Absorbats und des Dampfes im Abstreifer 10 wird das Absorbat
von dem darin gelösten Äthylenoxid abgestreift, und das
,5 auf diese Weise erhaltene Äthylenoxid wird im Gemisch mit Dampf und ferner ziemlichen Mengen, an Kohlen
dioxid sowie Spurenverunreinigungen über eine Leitung 13 vom Kopf des Abstreifers 10 abgezogen. Das
abgestreifte Absorbat, das keine wesentliche Menge an
bo gelöstem Äthylenoxid mehr enthält, wird über eine
Leitung 14 vom Boden des Abstreifers 10 abgezogen und kann dann nach Abkühlen über eine Leitung 15
wieder in den Absorber rückgeführt werden, um es erneut für die Gewinnung von Äthylenoxid heranzuzie-
bi hen. Zur Verhinderung einer unkontrollierten Ansammlung
von im Abstreifer entstandenen Glycolen und von Spurenverunreinigungen kann man eine Teilmenge des
abgestreiften Absorbats auch über eine Leitung 16
entnehmen und dann weiterverarbeiten oder verwerfen.
Für ein typisches Verfahren leitet man in den Abstreifer eine Beschickung ein, die etwa 0,5 bis 5
Gewichtsprozent Äthylenoxid enthält, wobei der Abstreifer so betrieben wird, daß mehr als 90%,
gewöhnlich mehr als 95%, und normalerweise über 99%, des in der Abstreiferbeschickung (nämlich dem
Absorbat) vorhandenen Äthylenoxids gewonnen werden.
Zur Erleichterung der im Abstreifer 10 durchgeführten Abstreifoperation enthält der Abstreifer normalerweise
eine Reihe Dampf-Flüssigkeits-Kontaktvorrichtungen (Böden, Platten oder Füllungen), die wenigstens
etwa drei theoretischen Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen,
und vorzugsweise wenigstens etwa fünf solchen Stufen, entsprechen. Man kann natürlich auch mit mehr
solchen Stufen arbeiten. Aus Wirtschaftlichkeitsüberlegungen werden normalerweise jedoch keine Abstreifer
verwendet, die mehr als etwa 50 theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen
enthalten. Im allgemeinen arbeitet man mit Abstreifern, die etwa 5 bis 40 theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen, zweckmäßigerweise
etwa 6 bis 30 solcher Stufen, und vorzugsweise etwa 7 bis 20 Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen,
enthalten.
Die Wirksamkeit, mit der die Abstreifoperation vor sich geht, ist natürlich eine Funktion aus der Menge an
über die Leitung 12 eingeführtem Abstreifdampf und der Menge an über die Leitung 11 in die Abstreifzone 10
eintretendem Absorbat und ferner eine Funktion von der Anzahl der eingesetzten Abstreifstufen. Auf
Molbasis sollte das Verhältnis aus der zugeführten Dampfmenge und der eingeleiteten Absorbatmenge im
allgemeinen wenigstens 0,03, zweckmäßigerweise wenigstens 0,04, und vorzugsweise wenigstens 0,05,
ausmachen. Größere Verhältnisse aus Dampf und Absorbat können angewandt werden, doch ergeben sich
nurmehr geringe Vorteile, wenn man mit Molverhältnissen von über etwa 0,2 Mol Dampf pro Mol
Absorbatbeschickung arbeitet. Normalerweise wird bei einem Molverhältnis von etwa 0,03 bis 0,20, zweckmäßigerweise
etwa 0,04 bis 0.10. und vorzugsweise etwa 0,04 bis 0,08, Mol Dampf Absorbatbeschickung gearbeitet.
Diese Verhältnisse aus Dampf zu Absorbat setzen natürlich bestimmte Abstreiferdrücke voraus, und diese
liegen normalerweise zwischen etwa 1,04 und 3,8 bar, zweckmäßigerweise zwischen 1,1 und 3,0 bar, und
vorzugsweise zwischen etwa \2 und 2.5 bar. In einem gewissen Ausmaß hängen die vorstehend genannten
Verhältnisse aus Dampf und Absorbat ferner auch von der Anzahl der theoretischen Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen
in der Abstreifzone ab, und dies bedeutet, daß man bei mehr Kontaktstufen weniger Dampf benötigen
würde. Die oben genannten Verhältnisse eignen sich jedoch für Abstreifer, die etwa 3 bis 20 (oder sogar
mehr) theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen enthalten. Der Einsatz von mehr solchen Kontaktstufen
zur Erniedrigung der Menge an erforderlichem Dampf würde wegen des größeren Druckabfalls in der
Abstreifzone und der damit zusammenhängenden höheren Temperatur der Bodenfraktion der Abstreifzone
nur selten wirtschaftlich sein, da es hierdurch wiederum zu einer stärkeren thermischen Hydrolyse
von Äthylenoxid zu Äthylenglycolen kommen würde.
Unter Verwendung der oben geschilderten herkömmlichen Form eines Abstreifers enthält der über die
Leitung 13 am Kopf abgezogene Dampf im allgemeinen etwa 10 bis 40 Molprozent Äthylenoxid, gewöhnlich
etwa 15 bis 30 Molprozent Äthylenoxid, und normaler weise etwa 18 bis 25 Molprozent Äthylenoxid. Da
vorwiegende Verdünnungsmittel in diesem Dampf strom ist Wasser, es können darin jedoch auch bis zu Ii
■> Molprozent, gewöhnlich etwa 10 Molprozent, unc normalerweise nicht mehr als 7 bis 8 Molprozent, diese:
Stroms aus nichtkondensierbaren Gasen bestehen, be denen es sich vorwiegend um Kohlendioxid handelt
wobei jedoch auch Stickstoff, Argon, Sauerstoff, Äthai
ι» oder Äthylen vorhanden sein können.
Wie ferner aus Fig. 1 hervorgeht, wird in der Abstreifer 10 direkter Dampf eingeführt. Dies«
Maßnahme wird zwar bevorzugt, sie ist jedoch nich unbedingt nötig, da das über die Leitung 14 aus den
Abstreifer abgezogene Bodenprodukt im wesentlicher aus Wasser besteht und Dampf ohne weiteres auch ir
situ durch Anordnung entsprechender Heizvorrichtun gen oder Heizschlangen erzeugt werden könnte.
Die aus dem Abstreifer 10 über die Leitung 13 übei Kopf abgezogenen Dämpfe werden anschließend ir
einem Wärmeaustauscher 17 auf das wirtschaftlid maximal zulässige Ausmaß abgekühlt, gewöhnlich au
eine Temperatur von etwa 25 bis 800C, vorzugsweis«
etwa 30 bis 60°C, und hierdurch teilweise kondensiert Das hierbei entstandene Gemisch aus Flüssigkeit unc
Dampf wird dann über eine Leitung 18 in einen unterer Teil eines Reabsorbers 20 geführt. In den oberen Tei
des Reabsorbers 20 wird über eine Leitung 21 Wassei eingeführt. Im Reabsorber 20 werden der vom Kopf de!
ut Abstreifers kommende Dampf und das Wasser in
Gegenstrom in Berührung gebracht, um auf diese Weis« möglichst viel des über die Leitung 18 in den Reabsorbei
eintretenden Äthylenoxids zu absorbieren. Im allgemei nen werden 90 Molprozent Äthylenoxid, gewöhnlicr
über 95 Molprozent Äthylenoxid, und normalerweis< über 99 Molprozent Äthylenoxid, auf diese Weist
reabsorbiert. Die auf diese Weise entstandene Äthylen oxid-Wasser-Lösung wird über eine Leitung 22 von
Boden des Reabsorbers abgezogen, während die nich absorbierten Dämpfe, die in erster Linie das Kohlendi
oxid enthalten, das über die Leitung 11 zusammen mi anderen nichtkondensierbaren Gasen (wie Äthylen
Sauerstoff, Stickstoff oder Argon) in das System eintritt über eine Leitung 23 aus dem Kopf des Reabsorber!
austreten und dann verworfen oder weiterbehandel werden, um beispielsweise die darin enthaltener
Spurenmengen an Äthylen oder gereinigtes Kohlendi oxid zu gewinnen. Die aus dem Reabsorber 20 über die
Leitung 22 abgezogene Reabsorbatlösung besteht in
so wesentlichen aus Äthylenoxid und Wasser, wöbe lediglich Spurenmengen an Kohlendioxid und Spuren
verunreinigungen darin gelöst sind, und diese Lösung kann dann über eine Leitung 25 in eine Reinigungszon«
30 geführt werden. Wahlweise kann man das gesamt« Reabsorbat oder einen Teil hiervon über eine Leitung
24 direkt in eine thermische Hydrationseinheit 4< führen, und in diesem Fall wird das im Reabsorba
i. elöste Äthylenoxid unter dem Einfluß von Wärme unc
Druck zu ÄthyL-nglycol umgewandelt
Wie der Abstreifer 10 enthält auch der Reabsorber 2(
eine Reihe von Dampf-Flüssigkeits-Kontaktvorrichtun gen, um den Gegenstromkontakt aus dem über dii
Leitung 21 in den Reabsorber 20 eingeführten Wasse: und dem über die Leitung 18 in den Reabsorber 24
geführten Dampf vom Kopf des Abstreifers zi verbessern. Der Reabsorber 20 enthält wenigstens etwi
5, zweckmäßigerweise wenigstens etwa 7, und Vorzugs weise zumindest etwa 10, theoretische Dampf-Flüssig
keits-Kontaktstufen. Für die Anzahl solcher Stufen gibt
es außer wirtschaftlichen Überlegungen selbstverständlich keine obere Grenze. Wirtschaftlichkeitsüberlegungen
werden normalerweise jedoch für weniger als etwa 50 solcher Stufen, zweckmäßigerweise weniger als etwa >
40 Stufen, und vorzugsweise weniger als etwa 30 solcher theoretischer Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufcn, im
Reabsorber sprechen. Die Wassermenge, die für die gewünschte Reabsorption im Reabsorber erforderlich
ist, ist selbstverständlich eine Funktion aus dem in Reabsorberdruck und der Molzahl an Dampf, die durch
den Reabsorber strömt. Bezeichnet man die Molzahl des aufsteigenden Dampfes (der der Einfachheit halber
abgekürzt als »V« bezeichnet wird) als das arithmetische Mittel aus den Dampfmolen, die in den Reabsorber
über die Leitung 18 eingeführt werden, und der Anzahl an Dampfmolen, die den Reabsorber über die Leitung
23 verlassen, dann sollten die Mole an über die Leitung 21 eingeführtem Wasser (die im folgenden der
Einfachheit halber abgekürzt als »L« bezeichnet werden) im allgemeinen so gewählt werden, daß sich ein
L/V-Verhältnis ergibt, welches normalerweise etwa 5 bis 50, zweckmäßigerweise etwa 8 bis 40, und
vorzugsweise etwa 10 bis 30, ausmacht.
Die vorstehend genannten L/V-Verhältnisse gelten ?>
für einen Reabsorber, der bei einem Überkopf-Druck von etwa 1,0 bis 3,8 bar, zweckmäßigerweise etwa 1,05
bis 3,0 bar abs., und vorzugsweise etwa 1,1 bis 2,0 bar, betrieben wird, wobei der Druck am Kopf des
Reabsorbers wenigstens marginal niedriger ist als jn
derjenige des Abstreifers.
Bei einer bekannten Anlage enthalten die Reabsorbatlösungen 5 bis 25 Gewichtsprozent Äthylenoxid,
wobei der Rest im wesentlichen aus Wasser und nur geringen Mengen, im allgemeinen weniger als 1 j>
Gewichtsprozent, Verunreinigungen besteht, bei denen es sich vorwiegend um gelöstes Kohlendioxid und
Äthylenglycol handelt. Gewöhnlich enthält das Reabsorbat etwa 7 bis 20 Gewichtsprozent Äthylenoxid, und
vorzugsweise etwa 8 bis 15 Gewichtsprozent Äthylenoxid. Mit dem erfindungsgemäßen System erhält man
Reabsorbatlösungen vergleichbarer Zusammensetzung, doch lassen sich diese Zusammensetzungen durch dieses
Verfahren mit Absorbatströmen erreichen, die hinsichtlich ihrer Zusammensetzung weit stärker variieren als
die herkömmlich angewandten Zusammensetzungen.
Eine weitere Untersuchung des in F i g. 1 angegebenen bekannten Abstreifer-Reabsorber-Systems zeigt
bestimmte wichtige Verfahrenscharakteristiken. Der den Abstreifer 10 verlassende Dampf muß selbstverständlich
über einen so hohen Druck verfügen, daß er sich aufgrund eines Druckgradäenten nicht nur durch
den Wärmeaustauscher 17 sondern auch durch den gesamten Reabsorber 20 führen läßt und anschließend
immer noch einen solchen Druck hat, um über die Leitung 23 abzugehen. Der niedrigste Druck in einem
System der in F i g. 1 gezeigten Art muß daher an der Leitung 23 vorliegen, und dieser Druck muß wenigstens
marginal oberhalb dem Atmosphärendruck liegen, wenn man ohne Kompressionsvorrichtung auskommen
möchte. Damit sich dieser Druckgradient ergibt muß der Druck im Abstreifer 10 wesentlich oberhalb
Atmosphärendruck liegen, obwohl der Abstreifer am wirtschaftlichsten (mit nur minimaler Äthylenoxidhydration)
ansonsten bei einem möglichst niedrigen Druck b5
betrieben werden soll, da mit zunehmendem Abstreiferdruck die Temperatur im Abstreifer höher sein muß.
Der Druckunterschied zwischen dem Abstreifer und dem Reabsorber beträgt daher im Mittel im allgemeinen
nicht mehr als etwa 0,5 bar, gewöhnlich nicht mehr als etwa 0,3 bar, und normalerweise nicht mehr als etwa
0,2 bar. Damit sich die Verbindungsleitung möglichst klein halten läßt und man die erforderlichen Instrumente
und Kontrollvorrichtungen anordnen kann, muß zwischen dem Überkopfprodukt des Abstreifers und
dem Bodenprodukt des Reabsorbers ein Druckunterschied von im allgemeinen wenigstens etwa 0,01 bar
bestehen. Jede Erhöhung der Wasserzufuhr über die Leitung 21 (und somit jede Zunahme des Verhältnisses
von L/V im Reabsorber 20) führt jedoch zu einer Erhöhung des Druckabfalls im Reabsorber 20 und
notwendigerweise zu noch höheren Abstreifertemperatüren, wodurch sich über die Leitung 22 lediglich eine
stärker verdünnte Reabsorbatlösung abziehen läßt, was noch nachteiliger ist.
Arbeitet man in der Oxydationsstufe beispielsweise nach dem in BE-PS 7 81 107 beschriebenen Verfahren,
dann müssen die Menge an nichtkondensierbaren Gasen in dem über die Leitung 13 aus dem Abstreifer
kommenden Überkopfprodukt, und infolgedessen entweder der Druck im System oder die Wassermenge, die
man über die Leitung 21 zuführen muß, oder auch beides ziemlich stark zunehmen, da sich hierdurch die Menge
nichtkondensierbarer Gase, wie Kohlendioxid, drastisch erhöht. Der nachteilige Einfluß dieses Umstandes auf
die Wirkungsweise des Abstreifer-Reabsorber-Systems wird hieraus ganz deutlich.
Dieser Sachverhalt läßt sich erläutern, indem man eine nach den Angaben der BE-PS 7 81 107 beschriebene
Anlage mit der Arbeitsweise der gleichen Anlage vergleicht, bei der jedoch mit einem weniger kohlendioxidreichen
Reaktionsabstrom gearbeit wird, wie man ihn beispielsweise nach dem Verfahren von FR-PS
15 55 797 oder US-PS 30 83 213 erhält. Zur Erzielung einer Reabsorbatlösung mit vergleichbarem Äthylenoxidgehalt
aus dem kohlendioxidreichen gasförmigen Reaktionsabstrom muß die dem Reabsorber zugesetzte
Wassermenge um 5% erhöht werden, wobei man gleichzeitig auch den Druck des Überkopfproduktes des
Reabsorbers um 23% heraufsetzen muß. Die Glycolbiidung (die einen Ausbeuteverlust darstellt) erhöht sich
infolgedessen um etwa 8 bis 10%. Gleichzeitig würde auch der Dampfverbrauch des Abstreifers heraufgehen.
Durch das erfindungsgemäße Verfahren werden nun die oben angeführten Nachteile überwunden. Das
erfindungsgemäße Verfahren geht im einzelnen schematisch aus der F i g. 2 hervor. Der Einfachheit halber
sind in F i g. 2 die Vorrichtungsteile und Leitungen mit den gleichen Zahlen bezeichnet, wie bei der bekannten
Vorrichtung gemäß Fig. 1, so daß Fig.2 lediglich dort
weiter erörtert zu werden braucht, wo es Unterschiede gibt.
Aufbau und Verfahrenscharakteristiken des Abstreifers nach F i g. 2 sind herkömmlich und wurden bereits
im Zusammenhang mit F i g. 1 beschrieben. Der von diesem Abstreifer über die Leitung 13 über Kopf
abgehende Dampf wird jedoch anders als bei F i g. 1 behandelt Der Überkopfdampf wird in einem Wärmeaustauscher
57 teilweise kondensiert, wobei man den im Wärmeaustauscher 57 erhaltenen Dampf-Flüssigkeits-Abstrom
dann über eine Leitung 58 in einen Behälter 59 führt Im Behälter 59 werden Dampf- und Flüssigphase
voneinander getrennt Die Flüssigphase wird aus dem Behälter 59 über eine Leitung 60 abgezogen und dann
über eine Pumpe 61 und eine Leitung 62 als Rückfluß in einen oberen Bereich des Abstreifers 10 rückeeführt
und zwar vorzugsweise in den Bereich des Absireifers
JO, in den auch das Absorbat eingeleitet wird.
Bei der in Fig. 2 gezeigten Ausführungsform ist die absolute Menge an Dampf, der über die Leitung 12 der
Abstreifzone zugeführt wird (oder in situ erzeugt wird), geringfügig höher als bei der in Fig. 1 gezeigten
Vorrichtung. Das Verhältnis der Mole aus dem der Abstreifzone zugeführten Dampf pro Mol eintretendem
Absorbat bleibt zwar unverändert, doch wird dieses Verhältnis bei der in Fig. 2 gezeigten Anlage auf die
Summe der Mole aus dem eintretenden Absorbat und der Mole des über die Leitung 62 in die Abstreifzone
rückgeleiteten Rückflusses angewandt. Nachdem die Menge an Rückfluß auf molarer Basis in bezug auf die
Menge an Absorbat gering ist, ist dieser erhöhte Dampfverbrauch wirtschaftlich gesehen praktisch vernachlässigbar.
Der Wärmeaustauscher 17 gemäß Fig. 1 und der Wärmeaustauscher 57 gemäß Fig.2 können in ihrer
Funktion nicht genau miteinander verglichen werden. Bei der in F i g. 1 gezeigten Vorrichtung ist das Ausmaß,
bis zu dem die Kondensation durchgeführt wird, nicht sehr wichtig. Je niedriger die Ausgangstemperatur aus
dem Wärmeaustauscher 17 ist, umso geringer ist auch die Beladung des Reabsorbers 20, wobei die Arbeitsweise
des Abstreifers jedoch unbeeinflußt bleibt. Die Temperatur des durch die Leitung 18 strömenden
Materials, und somit die Temperatur, auf die die aus dem Kopf des Abstreifers kommenden Dämpfe im Wärmeaustauscher
17 abgekühlt werden, kann einfach auf den Wert herabgesetzt werden, der sich ohne zusätzliche
Kühlung technisch am besten erreichen läßt, wobei man gewünschtenfalls jedoch entweder mit dem gesamten
Kühlmittel aus dem Wärmeaustauscher 17 oder unter Verwendung eines Nachkühlers (nicht gezeigt) arbeiten
kann. Bei der bekannten Vorrichtung schadet ein Abkühlen auf eine tiefere Temperatur als man sie
nominell haben möchte nicht und trägt weiter zur Verringerung der Dampfbeladung des Reabsorbers 20
bei. Bei der in Fig.2 gezeigten Vorrichtung hat das durch die Leitung 58 strömende Material jedoch eine
höhere Temperatur als das bei der in F i g. 1 gezeigten Vorrichtung durch die Leitung 18 fließende Material.
Das Ausmaß der Kondensation im Wärmeaustauscher 57 ist hier somit wichtiger, da die Dampfzufuhr zum
Reabsorber bei zu geringer Kondensation übermäßig hoch und an Äthylenoxid zu stark verdünnt wird. Wird
dagegen zu stark kondensiert, dann wird die Menge an kondensiertem und in den Abstreifer rückgeleitetem
Äthylenoxid zu hoch, wodurch sich auch die Menge an im Abstreifer gebildetem Glycol entsprechend erhöht.
Die Nachteile einer übermäßigen Rückleitung von Äthylenoxid in den Abstreifer können zwar ohne
Verzögerung der Anlagen weitgehend überwunden werden, indem man in den Abstreifer oberhalb der
Stelle, an der das Absorbat über die Leitung 11 in den
Abstreifer 10 eingeführt wird, weitere Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen
einbaut (so daß diese weiteren Stufen eine Rektifizierzone bilden), doch ist der Einbau
dieser weiteren Stufen mit einem erhöhten Kapitalbedarf verbunden, wobei sich wegen des erforderlichen
erhöhten Drucks (und infolgedessen der benötigten höheren Temperatur) im unteren Teil des Abstreifers
auch geringere Ausbeuteverluste nicht völlig vermeiden lassen. Beim erfindungsgemäßen Verfahren werden
wenigstens etwa 50% des durch die Leitung 13 strömenden Wassers, und weniger als 20% des durch
die Leitung 13 fließenden Äthylenoxids, im Wärmeauslauscher 57 kondensiert. Zweckmäßigerweise werden
etwa 60% Wasser und nicht über etwa 10% Äthylenoxid, und vorzugsweise wenigstens etwa 80%
Wasser und nicht über etwa 7% Äthylenoxid, die durch "> die Leitung 13 strömen, im Wärmeaustauscher 57
kondensiert. Das Ausmaß der Kondensation im Wärmeaustauscher 57 läßt sich natürlich ohne weiteres
steuern, indem man beispielsweise den Kühlmittelstrom im Wärmeaustauscher 57 reguliert. Betreibt man den
in Abstreifer bei Drücken im normalen Arbeitsbereich,
nämlich bei Drücken von etwa 1,04 bis 3,8 bar, dann ergibt sich die gewünschte Kondensation, indem man
den vom Abstreifer über Kopf abgehenden Dampf auf eine Temperatur von etwa 30 bis 80°C, zweckmäßiger-
r> weise etwa 35 bis 70°C, und vorzugsweise etwa 40 bis
65°C, kühlt, wobei es sich hierbei natürlich um die Temperatur des durch die Leitung 58 strömenden
Gemisches aus Flüssigkeit und Dampf handelt.
Der unkondensierte Dampf, der im folgenden als aus
■Si dem Kopf des Abstreifers austretender teilweise
kondensierter Dampf bezeichnet wird, wird aus dem Gefäß 59 über eine Leitung 63 abgezogen und in einen
unteren Teil des Reabsorbers geleitet. Der in F i g. 2 gezeigte Reabsorber 20 entspricht dem in F i g. 1 mit der
-)r> gleichen Zahl bezeichneten Reabsorber in jeder
Hinsicht, was bedeutet, daß in den oberen Teil dieses Reabsorbers über die Leitung 21 Wasser eingeführt
wird, während aus dem Kopf des Reabsorbers über die Leitung 23 nichtkondensierte Gase entweichen und das
in Reabsorbat vom Boden des Reabsorbers über die
Leitung 22 abgezogen wird. Bei F i g. 2 wird der Druck des durch die Leitung 22 strömenden Reabsorbats durch
eine Pumpe 64 (die entsprechende Pumpe ist in Fi g. 1
nicht eingezeichnet) erhöht, und dieses Reabsorbat
i"> fließt dann durch eine Leitung 65 und wird hierauf in zwei Teilmengen aufgeteilt. Die durch eine Leitung 66
strömende Teilmenge entspricht dem beim bekannten Verfahren hergestellten Reabsorbat, d.h. sie wird über
die Leitung 25 zu einer Reinigungsstufe und/oder über die Leitung 24 zu einer thermischen Hydrationseinheit
geführt. Der durch eine Leitung 67 strömende Teil des Reabsorbats wird in einem Wärmeaustauscher 68
abgekühlt und dann in noch flüssigem Zustand über eine Leitung 69 in den Reabsorber 20 geführt.
4") Die Menge des durch die Leitung 69 fließenden
Reabsorbats steht, wie oben angegeben, zur Menge des durch die Leitung 66 strömenden Materials in
Beziehung und muß so gewählt werden, daß wenigstens 0,2 Gewichtsteile Reabsorbat (über die Leitung 69) pro
Gewichtsteil (über die Leitung 66) weitergeleitetem Reabsorbat rückgeführt werden. Günstigere Ergebnisse
erhält man dann, wenn das Gewichtsverhältnis aus rückgeleitetem Reabsorbat zu dem zur weiteren
Verarbeitung weitergeleitetem Reabsorbat größer ist als der oben angegebene Wert von 0,2 :1. Vorzugsweise
sollte dieses Verhältnis wenigstens 0,5 : !,ausmachen.
Wirtschaftliche Gründe lassen Verhältnisse von über etwa 10:1 nicht zu. Wirtschaftlich günstiger gestaltet
sich das Verfahren bei Verhältnissen von weniger als
bu 8 :1, und vorzugsweise weniger als 6 :1. Besonders gute
Ergebnisse erhält man unter Abwägung von Verfahrens- und Wirtschaftlichkeitsüberlegungen dann, wenn
man bei Verhältnissen aus rückgeleitetem Absorbat und aus zur weiteren Verarbeitung weitergeleitetem Absor-
b5 bat von etwa 0,5 :1 bis 2,0 :1 arbeitet
Im Wärmeaustauscher 68 muß eine derartige Menge Wärme entfernt werden, daß der Reabsorber für die
vorbestimmte und gewünschte Konzentration an
Reabsorbat im Wärmegleichgewicht stellt. Die abgeführte
Wärmemenge hängt von der Menge und der Temperatur des über die Leitung 21 eingeführten
Waschwassers und der Menge und der Temperatur des durch die Leitung 63 fließenden und vom Kopf des
Abstreifers kommenden teilweise kondensierten Dampfes sowie von der Menge des Äthylenoxids, das in dem
aus dem Kopf des Verdampfers kommenden teilweise kondensierten Dampf vorhanden ist und im Reabsorber
zurückgewonnen werden soll (normalerweise werden !"•ber 99 Molprozent Äthylenoxid auf diese Weise
gewonnen) ab. Es ist daher unmöglich, alle Bedingungen der Temperatur des flüssigen rückgeleiteten Reabsorbats,
und somit der Temperatur des durch die Leitung 69 fließenden Materials, anzugeben. Normalerweise ist die
Temperatur, auf die das rückgeleitete Reabsorbat im Wärmeaustauscher 68 abgekühlt wird, jedoch niedriger
als die Temperatur des über die Leitung 63 in den Reabsorber eingeführten und aus dem Kopf des
Abstreifers kommenden teilweise kondensierten Dampfes, wobei sie unter Vernachlässigung von Wärmeverlusten
an die Umgebung der Temperatur des durch die Leitung 58 strömenden Materials entspricht. Ein
meßbarer Temperaturunterschied zwischen den beiden Materialien ist nicht notwendig. Im allgemeinen würde
ein Temperaturunterschied zwischen den durch die Leitung 69 und durch die Leitung 63 strömenden
Materialien von lediglich 2°C ausreichen. Zur leichteren Verfahrenssteuerung empfiehlt sich ein Arbeiten bei
einem etwas größeren Temperaturunterschied. Es wird daher bei einem Temperaturunterschied von wenigstens
5°C, zweckmäßigerweise wenigstens 100C, und vorzugsweise
zumindest 15°C, gearbeitet. Man kann natürlich auch bei noch größeren Temperaturunterschieden
arbeiten. Temperaturunterschiede von über etwa 50°C, und vorzugsweise über etwa 400C, sind
normalerweise jedoch selten erwünscht oder wirtschaftlich. Das abgekühlte Reabsorbat muß zur Rückführung
auf jeden Fall jedoch noch flüssig sein.
Die oben angeführten Temperaturunterschiede bedingen jedoch, daß der aus dem Wärmeaustauscher 57
austretende und vom Kopf des Abstreifers stammende teilweise kondensierte Dampf im wesentlichen die
gleiche Temperatur hat wie das über die Leitung 63 in den Wärmeaustauscher 20 eingeführte Material. Zur
weiteren Abkühlung der durch die Leitung 63 vor ihrer Einführung in den Reabsorber strömenden Materialien
kann man auch noch einen weiteren Wärmeaustauscher (der nicht gezeigt ist) verwenden, wobei die obige
Voraussetzung nicht mehr gilt, jedoch ist eine derartige Arbeitsweise normalerweise nicht wirtschaftlich. In
diesem letztgenannten Fall kommt den oben angeführten Temperaturunterschieden keine Bedeutung mehr
zu, so daß das rückgeleitete Reabsorbat in diesem Fall die gleiche oder sogar eine höhere Temperatur haben
könnte als der vom Kopf des Abstreifers kommende teilweise kondensierte Dampf. Das einzige bestimmende
Kriterium wäre dann noch die Aufrechterhaltung des Wärmgleichgewichts, wie dies zu Anfang des vorhergehenden
Absatzes ausgeführt ist.
Die Anzahl der theoretischen Dampf-Flüssig-Kontaktstufen
und das erforderliche L/V-Verhältnis für die bekannten Reabsorber wurden oben bereits in Verbindung
mit Fig. 1 diskutiert Der Reabsorber arbeitet mit der gleichen Anzahl theoretischer Dampf- Flüssigkeits-Kontaktstufen
und bei dem gleichen L : V-Verhältnis wie die bekannten Reabsorber. Diese Kriterien
brauchen daher hier nicht mehr erläutert zu werden. Es ist jedoch darauf zu achten, daß der Punkt, an dem das
flüssige rückgeleitete Reabsorbat in den Reabsorber eingeführt wird, oberhalb des Punktes liegen muß, an
dem der vom Kopf des Abstreifers stammende teilweise
■> kondensierte Dampf in den Reabsorber geführt wird, so daß es zwischen den beiden Punkten 1 bis 10 und
vorzugsweise wenigstens zwei theoretische Dainpf-Flüssigkeits-Kontaktstufen
gibt, was bedeutet, daß der Punkt, an dem das rückgeleitete Reabsorbat in den
ι» Reabsorber geführt wird, wenigstens eine theoretische
Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufe oberhalb vom Punkt liegt, an dem man das vom Abstreifer kommende
teilweise kondensierte Überkopfprodukt in den Reabsorber führt. Die Anordnung dieser Stufen zwischen den
i) Punkten, an denen der vom ICopf des Abstreifers
kommende teilweise kondensierte Dampf und das rückgeleitete Reabsorbat eingespeist werden, erlaubt
einen Betrieb des Reabsorbers bei niedrigem Druck, setzt das Verhältnis aus rückgeleitetem Reabsorbat und
zur Verarbeitung weitergeleitetem Reabsorbat herab, ermöglicht die Herstellung eines Reabsorbats mit
höherer Äthylenoxidkonzentration oder bietet eine Kombination hieraus. Es empfiehlt sich dabei oft,
zwischen diesen beiden Punkten mehrere Stufen
2·) anzuordnen. Zweckmäßigerweise sind 2 bis 10 derartige
theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen, und vorzugsweise 3 bis 8 solcher Stufen, zwischen den
Punkten vorhanden, an denen der aus dem Kopf des Abstreifers kommende teilweise kondensierte Dampf
in und das rückgeleitete Reabsorbat eingeführt werden.
Es wird ferner darauf hingewiesen, daß es eine Beziehung zwischen dem Ausmaß der Kondensation im
Wärmeaustauscher 57 und der Menge an rückgeleitetem Reabsorbat gibt. Je stärker man daher im
Γι Wärmeaustauscher 57 kondensiert, um so weniger
Absorbat muß rückgeleitet werden und umgekehrt.
In Fig. 3 ist ein Abstreifer-Reabsorber-System angegeben, das in jeder Beziehung zu dem System von
F i g. 2 identisch ist, jedoch so ausgestaltet ist, daß man
■»ο das Gefäß 59, die Pumpe 61 und die Leitung 62 nicht
braucht. Diese Vorrichtungsgegenstände können mühelos weggelassen werden, indem man über dem
Abstreifer 10 einen Wärmeaustauscher 57 anordnet. Die Leitung 13 führt so in den Wärmeaustauscher 57, in dem
4> es zu einer Teilkondensation kommt. Das Kondensat fällt unter dem Einfluß der Schwerkraft über eine
Leitung 70 direkt in den Kopf des Abstreifers 10 zurück. Der nichtkondensierte Dampf wird aus dem Wärmeaustauscher
57 über eine Leitung 71 abgezogen und
■>o anschließend genauso in einen unteren Teil des
Reabsorbers geführt, wie der bei der Vorrichtung nach F i g. 2 durch die Leitung 63 strömende Dampf. Ferner
können auch die Leitungen 13 und 70 weggelassen werden, wenn man den Wärmeaustauscher 57 direkt an
)5 den Abstreifer 10 anschließt oder als Teil hiervon
gestaltet. Dies läßt sich am einfachsten erreichen, indem man in einen oberen Teil des Abstreifers 10 an einem
oberhalb der Einführstelle für das Absorbat über die Leitung 11 in den Abstreifer liegenden Punkt Kühl-
W) schlangen anordnet.
Bei der anliegenden Zeichnung handelt es sich selbstverständlich nur um eine schematische Darstellung,
in der Flüssigkeitsübertragungsvorrichtungen. Instrumentation und dergleichen im allgemeinen nicht
hi eingezeichnet sind, da es sich hierbei um übliche
Maßnahmen handelt. Modifikationen des angegebenen Systems ergeben sich für den Fachmann von selbst. So
läßt sich beisDielsweise das bei F i ε. 2 durch die Leitung
63 oder bei Fig. 3 durch die Leitung 71 strömende Material durch einen zusätzlichen (nicht gezeigten)
Wärmeaustauscher weiter abkühlen, wodurch sich die zur Rückleitung erforderliche Menge an Absorbat
und/oder die Wärmemenge, die man dem rückgeleiteten Reabsorbat im Wärmeaustauscher 68 entziehen muß,
erniedrigen. Eine derartige Maßnahme ist zwar durchführbar, normalerweise jedoch nicht wirtschaftlich.
Sei der Erläuterung der Zeichnung ist oft darauf hingewiesen worden, daß das Wasser in einem oberen
Teil des Reabsorbers 20 eingeführt wird. Das auf diese Weise eingeführte Wasser braucht jedoch nicht rein zu
sein, und es gibt eine Reihe von Wasserströmen aus verschiedenen Punkten des Verfahrens, die sich für
diesen Zweck verwenden lassen. Ein typischer geeigneter Wasserstrom kann ziemliche Mengen an Verunreinigungen
enthalten, beispielsweise eine Verunreinigung von 15 bis 20 Gewichtsprozent Äthylenglycol.
Die Erfindung wird anhand der folgenden Beispiele weiter erläutert. Alle darin angeführten Ströme sind auf
das Gewicht bezogen, sofern nichts anderes gesagt ist Alle Flüssigkeits- und Dampfzubereitungen sind auf
Gewichtsbasis ausgedrückt, sofern nichts anderes angegeben ist.
Äthylenoxid wird mit molekularem Sauerstoff in der Dampfphase in Gegenwart eines Silberkatalysators
mich dem in BE-PS 7 8! 107 beschriebenen Verfahren
kontinuierlich oxydiert, wodurch man einen kohlendioxidreichen gasförmigen Reaktionsstrom erhält, der
über 40 Molprozent Kohlendioxid enthält. Dieser Produktstrom wird abgekühlt und mit Wasser gewaschen,
wodurch man zu einem äthylenoxidhaltigen Absorbat gelangt, das auch Kohlendioxid, Äthylenglycol
(vorhanden durch Ansammlung von Spurenmengen, die während der Absorption und nachfolgenden Abstrei
fung entstehen) sowie geringere Mengen gelöster nichtkondensierbarer Gase (Äthylen. Sauerstoff, Stickstoff.
Argon, Methan, Äthan) und auch noch geringere Mengen organischer Verunreinigungen (Aldehyde und
Säuren) enthält.
Das auf diese Weise erhaltene Absorbat wird dann kontinuierlich in einem Abstreifer-Reabsorber-System
verarbeitet, das der in Fig.3 dargestellten Anlage
2Π ähnelt. Der verwendete Abstreifer enthält 8 theoretische
Dampf-Fiüssigkeits-Kontaktstufert. Der Reabsorber
enthält 15 theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen. Das rückgeleitete Reabsorbat wird an einem
Punkt in den Reabsorber eingeleitet, der über dem Punkt liegt, an dern der vom Abstreifer über Kopf
abgehende teilweise kondensierte Dampf eingeführt wird, wobei zwischen diesen beiden Punkten 5
theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen vorhanden sind. Arbeitstemperaturen, Arbeitsdrücke, Strö-
so mungsgeschwindigkeiten und Stromzusammensetzungen
gehen aus der folgenden Tabelle I hervor. Die in dieser Tabelle unter der Bezeichnung der jeweiligen
Ströme in Klammern angeführten Bezugszahlen entsprechen den in F i g. 3 angegebenen Zahlen, und sie
i'i dienen zur Erleichterung des Vergleichs zwischen
diesem Beispiel und der Zeichnung.
In den Ab | Über den Kopf | Abstreifdampf | Abgestreifte | In den Ab |
streifer gelei | des Abstreifers | Bodenfraktion | streifer rückge- | |
tetes Absorbal | abgezogener | teter Rückfluß | ||
Dampf | ||||
Strom | ||||
(M) | (13) | (12) | (14) | (70) |
Temperatur, C 97,4 99,6
Druck, bar - 1,48
Strömungsgeschwindigkeit, 97,2 5,11 Teile pro Stunde
Zusammensetzung, Gew.-%
Äthylenoxid 2,1 41,7
Kohlendioxid 0,6 11,4
Wasser 95,9 46,1
Äthylenglycol 1,3 0,1
Leichte Verunreinigungen und 0,1 0,7 nicht kondensierbare Gase
Schwere Verunreinigungen 130*) 73*) (wie Essigsäure)
119
1,19
5,26
1,19
5,26
114
1,66
99,6
99,6
100,0
98,7
1,3
1,3
127*)
-90
1,48
2,29
1,48
2,29
5,8
0,1
93,9
0,2
155*)
*) Ausgedrückt in Teilen pro Million (ppm) in Gewicht, nicht in Prozent.
(Fortsetzung)
Aus dem Kopf
des Abstreifers
entnommener
teilweise kondensierter Dampf
Strom
(71)
Reabsorbierte Bodenfraktion
(22)
Rückgeführtes Reabsorbat
(69)
Wasserzugabe
(21)
Abgas
(23)
Reine reabsorbierte Bodenfraktion
(66)
Temperatur, C 60
Druck, bar 1,48
Strömungsgeschwindigkeit, 2,82
Teile pro Stunde
Teile pro Stunde
Zusammensetzung, Gew.-%
Äthylenoxid 70,9
Kohlendioxid 20,6
Wasser 7,2
Äthylenglycol -
Leichte Verunreinigungen und 1,3 nicht kondensierbare Gase
Schwere Verunreinigungen 6,0*) 0,85*) (wie Essigsäure)
*) Ausgedrückt in Teilen pro Million (ppm) in Gewicht, nicht in Prozent
46,7 | 38 | 38 | 38 | 46,7 |
1,38 | 1,35 | 1,35 | ||
45,0 | 25,0 | 18,0 | 0,6 | 20,0 |
10,0 | 10,0 | 10 | ||
200*) | 200*) | - | 91.9 | 200*) |
89,8 | 89,8 | 99,8 | 2,2 | 89,8 |
0,2 | 0,2 | 0,2 | - | 0,2 |
5,9
0,85*)
0,85*)
Nachdem die Absorption bei hohem Druck und das Abstreifen bei niedrigem Druck vorgenommen werden,
verdampft eine geringe Menge des Absorbats nach Einführen in den Abstreifer, so daß das in den Abstreifer
eingespeiste Absorbat etwa 2 Gewichtsprozent Dampf enthält. Eine Prüfung der vorstehend angegebenen
Werte zeigt, daß sich über 98% dzs in das System
eintretenden Äthylenoxids im Absorbat gewinnen lassen, wobei weniger als 2% des Äthylenoxids in
Äthylenglycol überführt v/erden. Die Menge an im Reabsorbat vorhandenen schweren Verunreinigungen
(Aldehyde und Säuren) entspricht etwa einem Zwanzigstel der im Absorbat vorhandenen Menge. Der Druck
des aus dem System austretenden Abgases ist schließlich so hoch, daß man es ohne zusätzliche
Kompressionsvorrichtungen ins Freie entlassen oder in eine weitere Verarbeitungsvorrichtung einführen kann.
Beispiel (Vergleich)
Der Reaktorabstrom gemäß Beispiel 1 wird entsprechend behandelt, damit man ein Absorbat identischer
Zusammensetzung wie bei Beispiel 1 erhält. Dieses Absorbat wird dann jedoch in einem herkömmlichen
bekannten Abstreifer-Reabsorber-System verarbeitet, wie es der Anlage nach F i g. 1 entspricht. Die
Arbeitsparameter dieses Vergleichsbeispiels werden so gewählt, daß man ein Reabsorbat identischer Zusammensetzung
wie bei Beispiel 1 erhält. Hierzu erhöht man sowohl den Druck des Abstreifers als auch den Druck
des Reabsorbers. Die Abstreifzone enthält auch hier wie bei Beispiel 1 wiederum 8 theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen,
während der Reabsorber 15 derartige Stufen enthält. Arbeitstemperaturen, Arbeitsdrücke, Strömungsgeschwindigkeiten und Stromzusammensetzungen
gehen aus der folgenden Tabelle Il hervor. Die unter den Strombezeichnungen in Tabelle Il
in Klammern angegebenen Zahlen entsprechen den bei der Beschreibung der F i g. 1 verwendeten Zahlen und
sie sind lediglich zur Erleichterung eines Vergleichs zwischen diesem Beispiel und der F i g. 1 angeführt.
In den
Abstreifer geleitetes Absorbat |
Über den
Kopf des Abstreifers abgezogener Dampf |
Abstreif
dampf |
Abgestreif
te Boden fraktion |
Reabsor-
berbe- schickung |
Reabsor-
berboden- fraktion |
Wasser
zugabe |
Abgas |
Strom | |||||||
(11) | (13) | (12) | (14) | (18) | (22) | (21) | (23) |
Temperatur, C
Druck, bar
Druck, bar
103,4
106
1.82
1.82
126
2.35 120
2.00
2.00
38
1,76
1,76
50,7
1,73
1,73
38 1,70
38 1,70
Fortsetzung
In den Über den Abstreif- Abgestreif- Reabsor- Reabsor- Wasser- Abgas
Abstreifer Kopf des dampf te Boden- berbe- berboden- zugübe
geleitetes Abstreifers fraktion Schickung fraktion
Absorbat abgezogener Dampf
Strom (H)
(13)
(14)
(18)
(22)
(21)
(23)
Strömungsgeschwindigkeit, | 97,2 | 4,84 | 5,0 | 97,3 | - | 4,84 | 20,0 | 15,8 | 0,6 |
Teile pro Stunde | |||||||||
Zusammensetzung, Gew.-% | |||||||||
Äthylenoxid | 2,1 | 41,3 | - | - | 126*> | 41,3 | 10 | - | - |
Kohlendioxid | 0,6 | 12,0 | - | - | 12,0 | 200*) | - | 92,3 | |
Wasser | 95,9 | 45,9 | 100,0 | 98,7 | nicht in Prozent | 45,9 | 89,8 | 99,8 | 1,8 |
Äthylenglycol | 1,3 | - | - | 1,3 | - | 0,2 | - | - | |
Leichte Verunreinigungen | 0,1 | 0,8 | - | 0,8 | - | 0,2 | 5,9 | ||
und nicht kondensierbare | |||||||||
Gase | |||||||||
Schwere Verunreini | 130*) | 73*) | — | 73*) | 18*) | - | - | ||
gungen (wie Essigsäure) | |||||||||
*5 Ausgedrückt in Teilen pro Million (ppm) | in Gewicht, |
Vergleicht man die aus obiger Tabelle Il hervorgehenden Werte mit den Werten der Tabelle I (Beispiel 1),
dann ergibt sich, daß aus dem Abstreifer etwa die zwanzigfache Menge an Verunreinigungen in den
Reabsorber gelangt, so daß das Reabsorbat eine wesentlich höhere Konzentration an Verunreinigungen
enthält. Der zur Erzielung der gleichen Reabsorbatkonzentration an Äthylenoxid erforderliche höhere Druck
führt ferner zwangsläufig zu einem etwas stärkeren Verlust an Äthylenoxid durch thermische Hydrolyse
unter Bildung von Äthylenglycolen im Abstreifsystem.
Beispiel 3 (Vergleich)
Das auch bei Beispiel 1 verwendete Absorbat wird wiederum in einem üblichen Abstreifer-Reabsorber-Sy-
stern verarbeitet, wie es in F i g. 1 angegeben ist. Wie bei den vorhergehenden Beispielen wird auch hier ein
Abstreifer mit 8 theoretischen Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen
und ein Reabsorber mit 15 theoretischen Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen verwendet. Bei diesem
Vergleichsbeispiel werden jedoch Abstreifer- und Reabsorberdruck auf einem identischen NVert wie bei
Beispiel 1 gehalten, um die Hydrolyse von Äthylenoxid minimal zu halten. In der folgenden Tabelle III sind die
angewandten Arbeitstemperaturen, Arbeitsdrücke, Strömungsgeschwindigkeiten und Stromzusammensetzungen
angegeben. Auch hier sind wiederum neben den Strombezeichnungen in Klammern Bezugszahlen angegeben,
um einen Vergleich dieses Beispiels mit F i g. 1 der Zeichnung zu erleichtern.
In den | Über den | Abstreif | Abgestreif | Reabsor- | Reabsor- | Wasser | Abgas |
Abstreifer | Kopf des | dampf | te Boden | berbe- | berboden- | zugabe | |
geleitetes | Abstreifers | fraktion | schickung | fraklion | |||
Absorbat | abgezogener | ||||||
Dampf | |||||||
Strom | |||||||
(11) | (13) | (12) | (14) | (18) | (22) | (21) | (23) |
Temperatur, C 97,4 99,6 119 114 38 48,3 38 38
Druck, bar - 1,48 1,19 1,66 1,42 1,38 1,35 1,35
Strömungsgeschwindigkeit, 97,2 4,84 5,0 97,3 4,84 24,0 19,8 0,6 Teile pro Stunde
Zusammensetzung, Gew.-%
Äthylenoxid 2,1 41,3 - - 41,3 8,34
Kohlendioxid 0,6 12,0 - - 12,0 200*) - 91,9
Wasser 95,9 45,9 100,0 98,7 45,9 91,46 99,8 2,2
Äthylenglycol 1,3 - - 1,3 0,2 0,2
Fortsetzung
26 | 12 540 | Reabsor- | 20 | Wasser | |
berbe- | Reabsor- | zugabe | |||
In den | Über den | Abstreif- Abgestreif | schickung | berboden- | |
Abstreifer | Kopf des | dampf te Boden | fraktion | ||
geleitetes | Abstreifers | fraktion | |||
Absorbat | abgezogener | ||||
Dampf | (18) | (21) | |||
Strom | (22) | ||||
(H) | (13) | (12) (14) | |||
0,8
Leichte Verunreinigungen 0,1
und nicht kondensierbare
Gase
Schwere Verunreini- 130*)
gungen (wie Essigsäure)
*) Ausgedrückt in Teilen pro Million (ppm) in Gewicht, nicht in Prozent.
73*)
126*)
0,8
73*)
73*)
15*)
Die in Tabelle III angegebenen Werte zeigen deutlich die erfindungsgemäß bedingten Vorteile, insbesondere
hinsichtlich des Äthylenoxidgehalts der Bodenfraktion des Reabsorbers,die im Falle dieses Beispiels wesentlich
weniger Äthylenoxid enthält als bei den Beispielen 1 oder 2. Die Gewinnung von Äthylenoxid aus einem
solchen Reafcorbat ist wesentlich aufwendiger und komplexer als die Gewinnung des Äthylenoxids aus dem
Reabsorbat der Beispiele 1 oder 2.
Äthylenoxid wird mit molekularem Sauerstoff in der Dampfphase in Gegenwart eines Silberkatalysators
nach den Angaben der US-PS 30 83 213 kontinuierlich oxydiert, wodurch man einen Produktstrom erhält, der
lediglich herkömmliche Mengen an Kohlendioxid (weniger als 15 Molprozent) enthält Der Produktstrom
wird abgekühlt und mit Wasser gewaschen, wodurch man zu einem äthylenoxidhaltigen Absorbat gelangt,
das ferner auch noch Kohlendioxid (in geringerer Menge als beim Absorbat der Beispiele 1 bis 3),
Äthylenglycole und geringere Mengen gelöster nichtkondensierbarer Gase (Äthylen, Sauerstoff, Stickstoff,
Argon, Methan, Äthan) sowie geringere Mengen
2» organischer Verunreinigungen (Aldehyde und Säuren) enthält.
Das auf diese Weise hergestellte Absorbat wird dann in einem Abstreifer-Reabsorber-System, das der in
Fig. 3 gezeigten Anlage ähnelt, weiter verarbeitet, wobei der Abstreifer 8 theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen
und der Reabsorber 15 theoretische Dampf-FIüssigkeits-Kontaktstufen enthält. Auch
hier wird das rückgeleitete Reabsorbat wiederum an einer Stelle in den Reabsorber eingeführt, die oberhalb
i» der Stelle liegt, an der man den aus dem Kopf des
Abstreifers kommenden teilweise kondensierten Dampf einführt. Zwischen diesen beiden Punkten sind 5
theoretische Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen vorhanden. Die angewandten Arbeitstemperaturen, Ar-
j5 beitsdrücke, Strömungsgeschwindigkeiten und Stromzusammensetzungen
gehen aus der folgenden Tabelle IV hervor. Die in dieser Tabelle unter den Strombezeichnungen
angegebenen Bezugszahlen entsprechen den auch in F i g. 3 verwendeten Bezugszahlen, und sie
sind lediglich zur Erleichterung des Vergleichs dieses Beispiels mit der Zeichnung angeführt.
In den Abstrei | Über den Kopf | Abstreifdampf | Abgestreifte | Ir den Ab | |
fer geleitetes | des Abstreifers | Bodenfrakiion | streifer rück | ||
Absorbat | abgezogener | geleiteter | |||
Dampf | Rückfluß | ||||
Strom | |||||
(H) | (13) | (12) | (14) | (70) | |
Temperatur, "C | 97,4 | -100 | 119 | 114 | -90 |
Druck, bar | - | 1,48 | 1,19 | 1,66 | 1,48 |
Strömungsgeschwindigkeit, | 117,6 | 5,27 | 6,20 | 121,4 | 2,86 |
Teile pro Stunde | |||||
Zusammensetzung, Gew.-% | |||||
Äthylenoxid | 1,7 | 42,3 | - | - | 8,1 |
Kohlendioxid | 0,2 | 4,6 | - | - | 0,1 |
Wasser | 96,2 | 52,2 | 100 | 98,7 | 91,6 |
Äthylenglycol | 1,9 | 0,1 | -- | 1,3 | 0,2 |
Leichte Verunreinigungen und | <0,l | 0,8 | - | - | - |
nicht kondensierbare Gase | |||||
Schwere Verunreinigungen | 105*) | 61*) | - | 80*) | |
(wie Essigsäure) | |||||
*) Ausgedrückt in Teilen pro Million | (ppm) in Gewicht, | nicht in Prozent. |
(Fortsetzung)
Aus dem Kopf | Reabsorbierle | Rückgeführ | Wasser | Abgas | Reine reab |
des Abslreifers | Boden | tes Reabsor- | zugabe | sorbierte | |
entnommener | fraktion | bat | Bodenfrak | ||
teilweise kon | tion | ||||
densierter Dampf | |||||
Strom | |||||
(71) | (22) | (69) | (21) | (23) | (66) |
Temperatur, C 60
Druck, bar 1,48
Strömungsgeschwindigkeit, 2,41
Teile pro Stunde
Zusammensetzung, Gew.-%
Äthylenoxid 83,0
Äthylenoxid 83,0
Kohlendioxid 10,0
Wasser 5,4
Äthylenglycol
Leichte Verunreinigungen und 1,6 -
Leichte Verunreinigungen und 1,6 -
nicht kondensierbare Gase
Schwere Verunreinigungen 4,6*) 0,63*)
(wie Essigsäure)
*) Ausgedrückt in Teilen pro Million (ppm) in Gewicht, nicht in Prozent
46,7 | 38 | 38 | 38 | 46,7 |
1,38 | - | 1,26 | 1,26 | |
44,5 | 26,8 | 15,6 | 0,3 | 17,7 |
11,3 | 11,3 | 11,3 | ||
100*) | 100*) | - | 84,3 | 100*) |
88,5 | 88,5 | 99,8 | 1,7 | 88,5 |
0,2 | 0,2 | 0,2 | - | 0,2 |
14,0
0,63*)
0,63*)
Die in Tabelle IV angegebenen Werte zeigen ganz eindeutig die sich erfindungsgemäß ergebenden Vorteile,
wenn man herkömmliche Produktströme mit niedrigem Kohlendioxidgehalt oder auch Produktströme
mit hohem Kohlendioxidgehalt entsprechend behandelt. Obwohl Abstreifer- und Reabsorberdrücke
«ι im wesentlichen gleich bleiben, erhält man eini
Reabsorberbodenfraktion mit höherer Äthylenoxidkon zentration als bei Beispiel 1, was eindeutig mi
Verfahrensverbesserungen verbunden ist. Das Reabsor berverfahren ist darüber hinaus auch noch besser.
Hierzu 3 Blatt Zeichnungen
Claims (1)
1. Verfahren zur Gewinnung von Äthylenoxid aus gasförmigen Produktströmen, die bei der silberkatalysierten
Dampfphasenpartialoxidation von Äthylen mit molekularem Sauerstoff entstehen, wobei man
(a) den Produktstrom im Gegenstrom mit einer wäßrigen Waschlösung unter Bildung eines
äthylenoxidhaltigen Absorbats wäscht,
(b) das auf diese Weise erhaltene Absorbat in einer Abstreifzone, die eine Reihe Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen
enthält, unter Bildung eines aus dem Abstreifer über Kopf abgehenden
äthylenoxidhaltigen Dampfes mit Dampf abstreift und
(c) das in diesem Produkt enthaltene Äthylenoxid in einer Reabsorptionszone, die eine Reihe von
Dampf-Flüssigkeits-Kontaktstufen enthält, durch Gegenstromkontakt des aus dem Abstreifer
als Kopfprodukt abgehenden Dampfes mit Wasser reabsorbiert,
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Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
EP0125520A2 (de) * | 1983-05-06 | 1984-11-21 | Gambro Lundia AB | Verfahren und Anlage zur Rückgewinnung von einem oder von mehreren Bestandteilen aus einem Gasgemisch |
Families Citing this family (34)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5230264A (en) * | 1975-09-02 | 1977-03-07 | Godo Shigen Sangyo Kk | Perpendicularly intersecting current diffusing and absorbing apparatus |
US4508927A (en) * | 1983-08-02 | 1985-04-02 | The Halcon Sd Group, Inc. | Preparation of glycols from ethylene oxide |
FR2553771B1 (fr) * | 1983-10-19 | 1986-01-17 | Atochem | Procede et dispositif pour concentrer des solutions aqueuses d'oxyde d'ethylene |
US4556748A (en) * | 1983-10-31 | 1985-12-03 | The Dow Chemical Company | Process for producing alkylene glycols |
FR2558069B1 (fr) * | 1984-01-17 | 1986-04-25 | Atochem | Procede d'elimination de gaz dissous dans une solution aqueuse d'oxyde d'ethylene |
FR2572403B1 (fr) * | 1984-10-31 | 1988-07-29 | Atochem | Procede pour concentrer des solutions aqueuses diluees d'oxyde d'ethylene |
DE3504032A1 (de) * | 1985-02-06 | 1986-08-07 | Linde Ag, 6200 Wiesbaden | Verfahren zur regenerierung eines beladenen waschmittels |
CA1284334C (en) | 1985-06-27 | 1991-05-21 | Masayuki Sawada | Method for recovery of ethylene oxide |
EP0207490B1 (de) * | 1985-07-03 | 1991-04-24 | Nippon Shokubai Kagaku Kogyo Co., Ltd | Verfahren zur Reinigung von Ethylenoxid |
US5529667A (en) * | 1994-12-01 | 1996-06-25 | Hoechst Celanese Corporation | Process for recovering ethylene oxide |
DE19843721A1 (de) * | 1998-09-23 | 2000-03-30 | Basf Ag | Verfahren zur kontinuierlichen Herstellung einer wässrigen Ethylenoxid-Lösung |
US6437199B1 (en) * | 1999-07-14 | 2002-08-20 | Nippon Shokubai Co., Ltd. | Method for production of high-purity monoethylene glycol |
JP2001031601A (ja) * | 1999-07-14 | 2001-02-06 | Nippon Shokubai Co Ltd | 高純度モノエチレングリコールの製造方法 |
JP2001031600A (ja) * | 1999-07-14 | 2001-02-06 | Nippon Shokubai Co Ltd | 高純度モノエチレングリコールの製法 |
US6395913B1 (en) | 2001-07-20 | 2002-05-28 | Eastman Chemical Company | Recovery and purification of 3,4-epoxy-1-butene |
US6500970B1 (en) | 2001-07-20 | 2002-12-31 | Eastman Chemical Company | Recovery and purification of 3,4-epoxy-1-butene using high-boiling solvents |
US6596882B2 (en) | 2001-07-20 | 2003-07-22 | Eastman Chemical Company | Recovery and purification of 3,4-epoxy-1-butene using water-miscible solvents |
US7404834B2 (en) * | 2005-02-11 | 2008-07-29 | Sd Lizenzverwertungsgesellschaft Mbh & Co. Kg Lenbachplatz 6 | Ethylene oxide plant operation |
PE20070158A1 (es) * | 2005-05-10 | 2007-03-02 | Shell Int Research | Proceso y dispositivo para recuperar oxido de etileno de un absorbente graso |
US20070154377A1 (en) * | 2005-12-22 | 2007-07-05 | Rekers Dominicus M | Process for the removal of combustible volatile contaminant materials from a process stream |
US8268238B2 (en) * | 2006-09-29 | 2012-09-18 | Tyco Healthcare Group Lp | System and method for recycling sterilant gas |
US7666369B2 (en) * | 2006-09-29 | 2010-02-23 | Tyco Healthcare Group Lp | System and method for recycling sterilant gas |
AR064958A1 (es) * | 2007-01-22 | 2009-05-06 | Shell Int Research | Procesos para la produccion de oxido de etileno y glicol de etileno |
US8535510B2 (en) * | 2007-04-17 | 2013-09-17 | Arkray, Inc. | Method for measuring substrate concentration and apparatus for measuring substrate concentration |
BRPI0815487B1 (pt) * | 2007-08-14 | 2017-09-12 | Shell Internationale Research Maatschappij B.V. | Method for preparing an alkylene glycol from an alken. |
US20120088940A1 (en) | 2008-01-25 | 2012-04-12 | Conneway Fred A | Reflux condenser |
US7569710B1 (en) | 2008-02-23 | 2009-08-04 | Brian Ozero | Ethylene oxide recovery process |
WO2010014190A1 (en) * | 2008-07-31 | 2010-02-04 | Dow Technology Investments Llc | Alkylene oxide recovery systems |
US8183400B2 (en) * | 2008-07-31 | 2012-05-22 | Dow Technology Investments Llc | Alkylene oxide recovery systems |
JP5828793B2 (ja) * | 2012-03-30 | 2015-12-09 | 株式会社日本触媒 | エチレンオキシドの製造プロセスにおける炭酸ガスの回収方法 |
JP6391913B2 (ja) | 2013-03-29 | 2018-09-19 | 株式会社日本触媒 | エチレンオキシドの製造方法 |
JP6522078B2 (ja) * | 2017-11-01 | 2019-05-29 | 株式会社日本触媒 | エチレンオキシドの製造方法 |
US10738020B2 (en) * | 2017-11-22 | 2020-08-11 | Joseph D. Duff | Recovery of ethylene oxide from sterilization process |
WO2019236249A1 (en) * | 2018-06-04 | 2019-12-12 | Brian Ozero | A method for recovery of ethylene oxide |
Family Cites Families (7)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US3174262A (en) * | 1965-03-23 | Chemical process and apparatus for recovery of ethylene oxide | ||
US3165539A (en) * | 1960-07-08 | 1965-01-12 | Halcon International Inc | Recovery of ethylene oxide from a liquid mixture thereof with normally gaseous impurities |
US3418338A (en) * | 1966-02-28 | 1968-12-24 | Halcon International Inc | Water extractive distillation of an ethylene oxide stream containing formaldehyde |
US3523957A (en) * | 1966-12-07 | 1970-08-11 | Lummus Co | Process for producing an olefinic oxide |
US3745092A (en) * | 1971-01-11 | 1973-07-10 | Shell Oil Co | Recovery and purification of ethylene oxide by distillation and absorption |
US3729899A (en) * | 1971-06-23 | 1973-05-01 | Shell Oil Co | Recovery of ethylene oxide from admixed inert gaseous components |
BE789308A (fr) * | 1971-10-04 | 1973-03-27 | Shell Int Research | Terige oplossingen van etheenoxyde werkwijze voor het concentreren en zuiveren van wa |
-
1975
- 1975-03-24 US US05/561,515 patent/US3964980A/en not_active Expired - Lifetime
-
1976
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- 1976-03-24 JP JP51032404A patent/JPS51118709A/ja active Granted
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
EP0125520A2 (de) * | 1983-05-06 | 1984-11-21 | Gambro Lundia AB | Verfahren und Anlage zur Rückgewinnung von einem oder von mehreren Bestandteilen aus einem Gasgemisch |
EP0125520A3 (de) * | 1983-05-06 | 1987-06-16 | Gambro Lundia AB | Verfahren und Anlage zur Rückgewinnung von einem oder von mehreren Bestandteilen aus einem Gasgemisch |
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Publication number | Publication date |
---|---|
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