JP2004532287A - 液相豊富化およびベッド注入を伴う流動床において凝縮モードを用いるプロセス - Google Patents

Abstract

凝縮モードで操作中の流動床ポリオレフィン反応器の、部分的に凝縮した流体の再循環ストリームを、ストリームスプリッターによって、２つの部分に分割する。好適な実施態様では、スプリッターからのより小さいストリームは、大きなストリームより高い比率の液体気体を含む。分割されたストリームの一部分は、前記流動床の下に注入され、そして、他の、好適には液体含有率が高いストリームは、流動床の、生成物抜取レベルより上方に注入される。プロダクト排出タンク内の液体の機能としての、プロダクト抜出しレベルより上での液体注入の調整は、プロダクト排出システム内の液体を減少させ、結果として、排出サイクル時間を改善し、かつ、排出プロセスで失われるかもしれない、モノマーと他の材料のより効率の良い利用をもたらす。

Description

【０００１】
本発明は、粒子状の生成物を流動床反応器にて製造する気相発熱性反応に関する。本発明は、オレフィン重合に関し記載されるが、ポリマー性生成物の製造に限定されるものではなく、むしろそれは、外部冷却を伴う気相流動床において行われる発熱性反応のいずれかに関連して実施される。特に、流動している気体または液体が反応器から抜取られ、反応熱を除去するために冷却され、一部凝縮され、そして流動床反応器に再循環される、凝縮モード操作の改良に関する。本発明で再循環は、再循環ストリームを、反応器の異なる領域に導かれる少なくとも２本のストリームに分けることによってもたらされる。
【０００２】
重合のための気相流動床プロセスは、従来のプロセスと比較し、エネルギーに対する要求と設備投資の縮小を可能にする。しかし、制限要素は流動床の中で起こる放熱反応から除去可能な熱の比率である。反応熱は一般的に、反応容器外部における再循環ストリームの圧縮と冷却により、流動床から除去される。循環された再循環ストリームは、反応器内でベッドの流動化を促進する。反応器から再循環のために排出される、流動する気体ストリーム中における固体の過度のエントレインメント（ｅｎｔｒａｉｎｍｅｎｔ）を防止する必要があるため、反応器内の液体速度は制限される。それゆえに、重合の発熱を除去可能な単位時間あたりの循環および冷却する液体の量は限定される。ポリマー生成物が生産され、および、流動床から除去されて、反応物と触媒材料は再循環ストリームへ、または、直接に流動床の反応区域へのいずれかに連続的に供給される。
【０００３】
所定の体積の流動床において発熱を伴い生産されるポリマーの量は、反応区域から熱を除去する能力に関連がある。十分な熱移動は、流動床内の温度を均一に維持し、また触媒劣化とポリマー凝集を避けるために重要である。反応区域の温度は、ポリマー粒子の溶融温度より低く制御される。再循環ストリームの露点は、再循環ストリーム内に液体凝縮物が生じ始める温度である。再循環ストリームを露点温度より低く冷却して、続いてそれにより生ずる２相の混合物を反応区域に注入することによって、液体の蒸発熱を重合の発熱の一部を消費するために利用できる。このプロセスは気相重合プロセスの「凝縮モード」操作として知られている。Ｊ．Ｍ．Ｊｅｎｋｉｎｓらによる米国特許第４，５４３，３９９号および第４，５８８，７９０号、ならびに、Ｍ．Ｌ．ＤｅＣｈｅｌｌｉｓらによる米国特許第５，３５２，７４９号に開示されているように、「凝縮モード」の操作は、反応システムの空時収量を増加させ、すなわち、所定の流動床反応器容量において製造される単位時間あたりのポリマー量を増加させる。
【０００４】
気体分配格子板（ｇａｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒ ｇｒｉｄ ｐｌａｔｅ）は、流動床の反応区域の下にある。その機能は、ベッドの底にむけて再循環ストリームを均一に分配することである。気体分配格子板の下にはボトムヘッド混合チャンバーが配置され、圧縮および冷却後の再循環ストリームが戻される。 Ｓ．Ｊ．Ｒｈｅｅらが米国特許第４，９３３，１４９号で検討したように、再循環ストリームを部分的な凝縮無しで稼働する場合に、ボトムヘッド混合チャンバー内に同伴（ｅｎｔｒａｉｎ）する固体の過度の集積を避けるために、流動偏向装置をボトムヘッド混合チャンバー内に設計および配置することが可能である。「凝縮モード」で稼働中は、特許｀１４９号で開示された偏向板の形状を用い、ボトムヘッド混合チャンバーにおける過度の液体の溢水または泡立ちを避けることができる。 しかし、さらに熱除去と空時収量を増強するために凝縮レベルが増大されて、過度の量の液体がボトムヘッド混合チャンバー内に存在するおそれがある。これは、液体がたまり、不安定になる問題を引き起こす。
【０００５】
米国特許第４，６２１，９５２号でＡｒｏｎｓｏｎらにより記載された流動床排出プロセスは、複数の容器を通して固体と気体を圧力差によって移送することを含む、断続的セミバッチプロセスである。セミバッチにおいては本質的に、所定の設備の生成物除去能力は、プロセスを完了する為に必要な工程の時間に拘束される。Ａｒｏｎｓｏｎの排出プロセスは、反応容器間をバルブを有する導管で相互接続し、気体の排気および圧力均等化を可能にすることを含む。気体は、流動床反応システムの有価原料を含む。気体は未反応モノマーおよびコモノマーを含み、および、不活性物質もまた一般的である。Ａｒｏｎｓｏｎは、気体損失を最小にする上に、望ましい固体材料の移送を得る排出プロセスを開示する。しかしＡｒｏｎｓｏｎは、生成物排出タンク内の液体を監視せず、または、生成物抜取より高い点まで液体を注入しない。
【０００６】
Ｊｅｎｋｉｎｓらが米国特許第４，５４３，３９９号において、および、Ａｒｏｎｓｏｎらが米国特許第４，６２１，９５２号において開示するように、ポリマー生成物は気体分配格子板より上の高さで、間欠的に流動床から抜取られる。再循環ストリームの部分的凝縮のレベルが高くなると、流動床の低い部分に高レベルの望ましくない液体層が存在する可能性が増加する。あいにく、生成物排出の間に、粒子状ポリマーおよび気体と共に液体が反応器から排出される可能性がある。生成物排出の間に起こる減圧のため、液体は膨張および気化し、排出装置内の温度低下と圧力上昇が生じる恐れがある。これは排出システムの充填効率を低下させる恐れがあり、充填効率の減少はさらに、減圧に要する時間が長くなるため生産能力を低下させ、プロセスの使用原料を増加させる。このように、再循環ストリームの液体含有量を増し、反応熱の除去効率を改良することは困難であった。
【０００７】
Ｃｈｉｎｈらの米国特許第５，８０４，６７７号において、特許権者は、再循環ストリームからの液体の分離の記載を主張する。分離され回収された液体は、気体分配板上から流動床に注入される。本発明においても、分配板より上から液体を注入するが、しかし出願人の液体は、液体／気体混合物として、および、程度の差はあっても所定の再循環ストリームの一部として、簡単および直接に再循環導管に分配されるスリップストリーム（ｓｌｉｐ ｓｔｒｅａｍ）として取り扱われる。出願人の分離方法においては、抜取られた再循環ストリームと比較したスリップストリーム中の液体対気体の比率を改良することが可能であり、よって追加のまたは特別の装置無しに、簡単および直接に熱交換効率を改良し、プロセスの空時収率を向上することが可能である。さらに出願人は、分配板より上から液体を注入する割合および排出タンク内の液体の体積を調整し、生成物排出サイクルの最適化を可能にした。
【０００８】
本発明は、圧縮および冷却後に、少なくとも２つのストリームに再循環ストリームを分割することを含む。ストリームのうちの1つは、分配格子板もしくは類似の装置の下またはベッドの底部の近傍に戻され、そして、他のストリームは分配格子板より上の１つ以上の場所で流動床に戻される。ストリームは、本明細書中では場合によりスプリッターと呼ばれる本目的のために設計された導管部分によって分割される。
【０００９】
好適には、再循環ストリームは２つのストリームに分割され、そのうち小さい方は再循環ストリーム全体の５から３０パーセントであり、再循環ストリームの液体および気体成分の相対的運動量、スプリッターへの衝突、液滴サイズ、および、スプリッターの特定の構造の関数として、液体分が豊富化される。小さなストリームの液体含有量（重量パーセント）は、分離前のストリームの１．０１から３．０倍、さらに好適には１．１から２．５倍に高められる。液体濃度が低く、しかしより体積が大きい、より大きな分離ストリームは、反応容器のボトムヘッド混合チャンバーに再循環され、ある程度は従来方法で気体分配格子板を通して、均一状に反応区域に導入される。小さいストリームまたは液相が豊富なストリームは、分配板より高い位置で反応域に再循環される。大きいストリームは、元の冷却／凝縮ストリームと比較して液体対気体の比率が低いため、それによって引き起こされる流動床の乱れは最小限にとどまる。出願人は、生成物抜取系を妨害することなく、より大量の再循環液体をベッドに注入することが可能である。
【００１０】
出願人の改良された再循環技術の好ましい新規な特徴は、分離器、液体サイクロン、デミスタ、ガス洗浄器、エントレインメント収集装置、ポンプ、圧縮機、または噴霧器のような機械的装置を要さず、再循環ストリームを分離できることである。むしろ、Ｌ字継手、ベンド、Ｔ字継手または他の配管構造の使用によって、再循環配管系統から小さな２相ストリームまたはストリームを抜取ることによって、小さなストリームにおける液体含有物の豊富化が生ずる。これは、可動部品またはエネルギーのいずれをも適用すること無しに行われる。この豊富化は、低密度蒸気相と高密度液体相の間の運動量の違いによる。慣性のため液滴の軌道は、バルク蒸気流のストリームラインからそれる。液相は、サイズが５０から２０００ミクロンの範囲にある液滴の形で存在してもよい。適当な配管システムを選択することにより、液体含有物が豊富化された小さなストリームまたは複数のストリームを、流動床の反応区域の気体分配格子プレートより上の場所、好適には生成物抜取レベルより上に、再注入できる。このように、冷却器から排出される大量の凝縮された液体は、機械的装置を用い気体と液体相とを分離することなく、流動床の上部に注入可能である。これは、Ｃｈｉｎｈらにより米国特許第５，５４１，２７０号、第５，６６８，２２８号、第５，７３３，５１０号及び第５，８０４，６７７号（上述の概要を参照）に開示された方法より、分離器、液体サイクロン、ガス洗浄器、エントレインメント収集装置、ポンプ、圧縮機、または噴霧器のような機械的装置の経費がかからない点で有利である。これらの一部は可動部品を有し、そして、すべて本質的に保守上の問題を伴う。ユニオンカーバイド社によって具体化され、および、Ｊｅｎｋｉｎｓらにより米国特許第４，５４３，３９９号、および米国特許第４，５８８，７９０号に開示された従来技術に比較した利点は、気体分配格子板より上の１つ以上の点から、実質的な流動床の乱れ無しで、流動床の反応区域へ液体の再注入が可能なことである。
【００１１】
出願人は「スプリッター」の語を、Ｌ字継手、ベンド、Ｔ字継手、または吸入（上流）部と２つ以上の排出（下流）部を有する他の導管部分を示すために用いる。排出部は、全体的な内径を小さくするか、または、障害物もしくは分岐を設け液体の流れに抵抗を与えるかのどちらかで、液体の流れに対する抵抗を与えるよう設計されていてもよく、そしてある程度は、少なくとも１つの排出部で液体が合流または貯留を生ずるであろう。好適には、流入する液体は、第２のストリームに比較し液体対気体の比率が高い第１のストリーム、および、スプリッターに流入する液体と比較し、気体対液体の比率が比較的高い、少なくとも１つの、第２の、または、スリップストリームに分割される。第２のストリームはより大きくてもよく、すなわち、第２のストリームのパイプ直径が第１のストリームのものより大きいか、および／または、第２のストリームの流体全体の流れがより大きくてもよく、しかし、第２のストリーム、すなわち液体の気体に対する比率がより高いストリームの直径が、第１のストリームより小さいことが好ましい。出願人は「第２のストリーム」「バイパス」「スリップストリーム」の語を同義に用いる。
【００１２】
１つ以上の第２のまたはスリップストリームがあってもよい。さらに、第１のストリームは、他のスプリッターに導かれ、好適には生成物抜取レベルより上方の、反応器の上部領域に追加注入される追加のストリームにさらに分割されてもよく、その少なくとも１つは流入してくる流体よりも液体対気体の比率が高い。しかし、ベッド２（図１）の流動化は全体的に維持される必要があり、流動化には、ライン３から分配板７を通じた十分な量および速度の流体を要する。
【００１３】
出願人は「直接流路を通じて」の語を、スリップストリームが直接、Ｌ字継手、ベンド、Ｔ字継手、または他の導管部分（スプリッター）から、反応器の反応区域または他のスプリッターの上流端部へ、分離器、液体サイクロン、ガス洗浄器、エントレインメント収集装置、ポンプ、圧縮機、または噴霧器のような、機械的装置を通さず直接送られることを示すため用いる。
【００１４】
スリップストリームを直接流路を通じて流動床の反応区域に送る能力は、流動床の圧力をその下部領域から上部領域にかけて通常わずかに低下させることにより向上する。一般的に、上部領域の圧力はベッド下部領域の圧力より０．０４から０．１５ｐｓｉ／高さ（フィート）低い。よって、ベッドの注入点が高くなればなるほど、スリップストリームと反応ベッドの圧力の差は大きくなり、それは当然に第２のストリームを流動床に流れやすくするであろう。一般的に、第２のストリームは、図１に示すように、商業用ポリオレフィン反応器においては、分配板の６インチから１０フィート上部の１つ以上の点に注入されるであろうが、しかし、第２のストリームは分配板から１８インチから９６インチ上の高さに注入することが好適である。再循環注入は、生成物抜取点より上であることが望ましい。
【００１５】
本発明は、沈降チャンバーおよびＬ字継手端部に配置されたスリップストリームの排出管路を規定した、好適なＬ字継手構造からの直接流路を通じたスリップストリームを提供するであろう導管部分を含む。さらに詳細には、本発明は、流動床ポリオレフィン反応器中の再循環ストリームからの、部分的に濃縮された再循環ストリームを分割するスプリッターを含み、前記スプリッターは、吸入部分、屈曲部と連絡する第１の排出部、第２の排出部を含み、前記第２の排出部は、好適には前記屈曲部の下流側に隣接し、および、外周部上に配置された沈降チャンバーを含み、前記スリップストリーム導管は、好適には有効径が第１の排出部および沈降チャンバーより小さい。
【００１６】
本発明は、「凝縮モード」の操作の改良である。Ｊ．Ｍ．Ｊｅｎｋｉｎｓらによる米国特許第４，５４３，３９９号および４，５８８，７９０号、ならびに、Ｍ．Ｌ．ＤｅＣｈｅｌｌｉｓらによる米国特許第５，３５２，７４９号に開示されているように、「凝縮モード」の操作は、反応システムの空時収量、すなわち、所定の流動床反応器容量において製造される単位時間あたりのポリマー量を増加させる。ＤｅＣｈｅｌｌｉｓの前述の米国特許にも、過剰に高いレベルの液体が流動床に導入されると、望ましくないポリマーの凝集物を生じるおそれがあり、それが存在することで流動床が崩れて反応器の運転停止につながる可能性があることが開示されている。過剰な液体はまた、ベッド温度に局所的に影響し、ポリマー生成物の特性に望ましくないばらつきを生ずる恐れがある。
【００１７】
本発明は、他の凝縮モード技術と比較して、所定の容量の反応システムの空時収量（単位時間あたりのポリマー製造）を増加させる。特に、本発明の部分的に凝縮した再循環ストリームは、分離器、液体サイクロン、デミスタ、ガス洗浄器、エントレインメント収集装置、ポンプ、圧縮機、または噴霧器のような、費用のかかる機械的分離装置を使用すること無しに達成される。
【００１８】
本発明の重要な態様は、生成物抜取点より上部に液体を注入し、排出プロセスの間、固体および気体を伴う流動床から除去される液体の量を減少させることである。これは、セミバッチ回収プロセスにおける生成物除去能力および原料効率を向上させる。
【００１９】
排出タンク中の監視またはモデル化された液体の作用として、液体の分割を制御することは、システムの効率を向上させる。
【００２０】
図１の図面を参照し、本発明のプロセスを実行するシステムの好適な実施態様を示す。反応容器１は、底部吸入ライン３より入り、拡張区域２８から排出ライン４を通じて排出される流体再循環ストリームを伴う、粒子状の生成物の流動床２を含む。反応触媒は、断続的または連続的にリザーバ５から気体分配格子板７より上で流動床２の直下である場所６に供給される。
【００２１】
ポリマー生成物は、断続的または連続的に、バルブ９を通る排出ライン８を通じて、タンク１０に抜取られる。排出タンク１０は、バルブ１１によって、他のタンク１２と直列に接続される。ポリマー生成物はその後、場合によってライン１５を通じ移動補助ガスを加え、バルブ１３およびライン１４を通じて、下流の加工装置に移送される。この生成物除去プロセスを達成する別の方法が公知であり、Ａｒｏｎｓｏｎの米国特許第４，６２１，９５２号に一部が開示されている。本発明はポリマー生成物の製造に限定されず、むしろ、気相流動床において行われる外部冷却を伴う発熱性反応のいずれかに関連して実施可能である。変更は、流動状態にベッドを維持し、触媒を供給し、モノマー（類）を供給し、生成物ストリームから未反応モノマーを回収する技術において、公知である。本発明は、当業者により、容易にそのような変更を取り入れ適用することが可能である。
【００２２】
本発明の好適なシステムのライン４から排出された再循環ストリームは、圧縮機１６および冷却器１７を通る。反応が進行すると、モノマーのような原料はライン１８を通じて再循環ストリーム３に、または、プロセスの他の場所、例えば直接に流動床２もしくは再循環ライン４に導入される。ライン４から排出される再循環ストリームの最大速度は、過剰なポリマー粒子のリサイクラインへのエントレインメントを回避するために制限される。これは、粒子が圧縮機１６、冷却器１７、および気体分配格子板７に、詰まりや汚れを生じやすい恐れがあるためである。気体分配格子板の機能は、ベッドの底部にむけて再循環流を均一に分配することである。反応容器１は通常、局所的に気体速度を低下させ、頂部ライン４を通じて反応器からポリマー粒子が除去される傾向を減少させるため、拡張された上部区域２８を有する。ライン４中の再循環ストリームの最小速度は、通常は、流動状態にあるベッド２内の粒子を浮遊させるのに最低限必要な速度の数倍である。
【００２３】
冷却器１７は、重合の発熱と圧縮熱を除去する。十分な熱移動は、流動床内の温度を均一に維持し、また触媒劣化とポリマー凝集を避けるために重要である。反応区域の温度は、ポリマー粒子の溶融温度より低く制御される。定常状態下では、ベッドの温度はほぼ均一である。温度勾配は、ベッドの底層の小区域内に存在する。一般的に（そして、本発明のように、特にベッドの上部領域への液体の導入が無い場合）温度勾配はベッド２の底部から１２インチより上には広がらない。温度勾配は、流動床２の底部に戻される低温度の再循環ストリームにより生ずる。Ｊｅｎｋｉｎｓらが米国特許第４，５４３，３９９号および第４，５８８，７９０号に開示しているように、冷却器１７から排出される再循環ストリームの排出温度は、混合物の露点温度より低くてもよい。露点は混合物が凝縮し始める温度である。再循環ストリームは、ゆえに、冷却器１７から排出されるため一部が凝縮される。これは「凝縮モード」操作として知られる。再循環ストリーム中の気体および凝縮されていない蒸気の量およびその非−液体相の速度は、再循環ライン４中の液体の沈降および蓄積を避けるため、再循環ストリームの液体部を浮遊させ続けるのに十分であるべきである。Ｒｈｅｅらが米国特許第４，９３３，１４９号で開示したように、ライン４中の再循環ストリームの一部凝縮を伴う、または、伴わない定常操作を可能にするために、デフレクター機器２３を反応器１の底部に設計および配置してもよい。
【００２４】
本発明によれば、冷却器１７中から排出される一部凝縮された再循環ストリームは、２つ以上のストリームに分離される。 分離は、Ｌ字継手、ベンド、Ｔ字継手、または、少なくとも１つのスリップストリームを分割するであろう他のスプリッターのいずれかを含む再循環導管部分２２内で、スリップストリームライン１９内の液体豊富化を伴い、または伴わずに行われる。導管部分２２の設計および配置を変更することにより、「スリップストリーム」ライン１９（場合により、本明細書ではバイパスまたはバイパスラインと呼ばれる）は、液体含有物を、第１の排出ストリームに比べて豊富化可能である。詳細には、ライン１９は、好適には再循環ストリーム全体の５から３０パーセントの物質を含有する。Ｌ字継手、ベンド、Ｔ字継手、または他のスプリッターにて分離を生じさせることによって、ライン１９内の小さいまたはスリップストリーム（バイパス）中の液体内容物の豊富化が生じる。これは、低密度の蒸気相と高密度の液相との間の運動量の違いにより、これらがスプリッター（導管部位２２）の外周にぶつかることにより生じ、図２に関してさらに説明される。ライン１９中のストリームは、好適には液体含有物で豊富化されており、気体分配格子板７より上の１つ以上の場所２０で、流動床の反応区域中に注入されてもよい。このように、冷却器から排出される大量の凝縮された液体は、機械的装置を用い気体と液体相とを分離することなく、流動床の分配板より上部に直接注入可能である。ライン１９内のストリームを再注入する場所は、流動床の円周に沿った複数の場所、および、流動床の軸に沿った複数の場所でよい。場所は、ライン１９内の２相ストリームに含まれる比較的冷たい液体に、迅速な分散および蒸気化が確保されるよう選ばれる。ライン１０内の流れは、バルブ２１によってさらに調製可能である。特に、好適な実施態様は、バルブ２１を操作し、ベッド中のより低い場所がより高い圧力を有するように、吸入口の場所２０とライン３が反応器に入る場所の間の差圧を１０ｐｓｉまで、好適には０．０１から３ｐｓｉに、維持することである。ライン３を反応器内に延長してもよい。直線部でおよそ５０フィートの高さを有する一般的な大型実用流動床ポリオレフィン反応器においては、最低部の再注入点は、気体分配板７の少なくとも１２インチ上方になるだろう。再注入は、それが迅速に気化するであろう流動床の区域に行われるべきであり、通常はベッドの下半分、好適には下３分の１で行う。さらに、生成物取出ライン８で図示される、生成物取出レベルより上に注入されるのが好ましい。しかし、基本的に、再循環流体は流動床のどこにでも再注入可能である。ベッドの下３分の１内の１つ以上の場所が望ましく、例えば、気体分配板の８〜１０フィート上方である。
【００２５】
ライン１９内の通常は小さい２相ストリームの相対的な液体豊富化は、冷却器１７から排出されるバルクストリームの速度により影響され、また、蒸気および液体相の密度の差にも影響される。前記速度は、再循環ラインの物理的サイズ、および、圧縮機１６の設計および操作特性よりある程度求められる。Ｊｅｎｋｉｎｓら（請求項２１および２２を参照）の米国特許第４，５８８，７９０号に開示されているように、不活性成分の追加は、再循環ストリーム混合物の露点を調製するために用いられる。本発明に関しては、凝縮液体相の密度と蒸気相の密度の差が増加すると、ライン１９内の好適には小さい第２の再循環ストリーム内の液体豊富化が増加する。再循環ストリームの組成が変わると、液体および蒸気相の密度が変化する。密度は、より揮発性の高い、または、より揮発性の低い（すなわち濃密さがより高いか、および／または、濃密さがより低いか）化学組成物が、再循環ストリームまたは反応器に添加、または、除去されることにより操作可能である。よって、凝縮促進のため添加される不活性成分を顕著に異なる密度にすることにより、ライン１９内の第２の再循環ストリームへの液体の豊富化を促進する為にもまた選択可能である。また、反応器１の操作条件の変更により、ライン６を通じて供給される触媒の種類、および、ライン１８を通じて供給される原料に応じて、冷却器１７から排出される蒸気および液体相の密度の差が変化するであろう。
【００２６】
特定の操作条件は、ライン１４から排出される、むらのない所望の生成物が製造されるように、およそ一定で均一な値になるよう一般的に選択および調節される。
【００２７】
好適なＬ字継手型のスプリッター（導管部分２２）は、さらに図２に図示される。図２は、図１の導管部分２２の拡大図であり、部分的に凝縮された再循環流体が冷却器１７から入り、ライン３に入る第１のストリーム、および、ライン１９を通じて進行する第２のストリームの、２つのストリームに分割される、好適な構造を示す。ライン１９は、導管部分２２の屈曲部２４の外側、沈降チャンバー２５の下流に接続する。流体のスプリッターとしての効率に影響する導管部分２２の詳細な寸法および曲率は、生成物の特性およびプロセスパラメータ、そして所望の再循環率によって変更してもよい。一般的に、第２の排出ライン１９の直径は、好適には第１の排出ライン３の直径の５パーセントから２０パーセントであり、沈降チャンバー２５の直径は、ライン１９のそれよりも大きく、第１の排出ライン３の直径の１０パーセントから３０パーセントであろう。図示された沈降チャンバー２５は、下流側の壁２９を有し、ライン１９に入る液体の自由な流路に妨害を与える。
【００２８】
さらに拡大され、コンピュータで作成した沈降チャンバー２６の停滞領域２７中への液体の集積の図解を含む、沈降チャンバー２５の変形を図３に示す。このバージョンでは、下流側壁２９は、図２に示すバージョンとは対照的に、図示のように本質的に垂直であり、それは冷却器１７からのライン４（図１）中の流れを横切る面にある。
【００２９】
停留領域２７は破線で示され、液体がライン１９への移動のために集積する領域を表し、図１に関して記載されるように流動床の下にある。
【００３０】
図３および４に図解されたコンピュータ分析は、回収ストリームの液体含有量が高められていることを明らかにする。結果を下記の表４に示す。７．６５重量パーセントの液体を含む原料供給を用いたＰＥ（ポリエチレン）操作について、２４．００から２８．８２パーセントの液体回収効率が得られた。同様の分析を、１５．６および２４．９重量パーセントの凝集液体を用いたＰＰ（ポリプロピレン）操作について行った。バイパスストリームへの液滴の回収効率は、冷却器１７から排出される液体の全量に比例する。バイパスストリームを通る蒸気速度もまた計算された。バイパスストリームへの液体の豊富化は、バイパスストリーム中の液体の重量パーセントが、冷却器１７から排出された混合物のそれを超えるときに発生する。下記の表中では、「バイパスストリーム豊富化比率」は、ゆえに、スリップストリーム（バイパスストリーム）中の液体の量を冷却器１７から脱離した量と比較して表わす。２０．３０から２４．３０パーセントのＰＰ液体回収効率が得られた。結果を表５に示す。回収効率は、液滴サイズと強い相関を有する。表４および５に示すように、バイパスストリームにおいて、スプリッターに入るストリームの液体含有量の１．１倍を超える、液体豊富化を達成するように、スプリッターを設計することが可能である。
【００３１】
モデルと形状の仮定
ＦＬＵＥＮＴソフトウェアプログラム（Ｆｌｕｅｎｔ社、レバノン、ＮＨ）は、導管およびＬ字継手領域内の、蒸気と気体の流れ分配を計算した。
【００３２】
ＳＩＭＰＬＥ（ｓｅｍｉ−ｉｍｐｌｉｃｉｔ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ−ｌｉｎｋｅｄ ｅｑｕａｔｉｏｎｓ）アルゴリズムを、Ｕｎｓｔｒｕｃｔｕｒｅｄ Ｍｅｓｈ ＶｅｒｓｉｏｎのＦＬＵＥＮＴの自動格子生成機能（ａｕｔｏｍａｔｉｃ ｇｒｉｄ ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ ｆｅａｔｕｒｅ）と共に用いた。
【００３３】
定常状態モデルは、質量および運動量の保存から考察した。
【００３４】
標準ｋ−ｅ乱流モデル（ｓｔａｎｄａｒｄ ｋ−ｅ ｔｕｒｂｕｌｅｎｃｅ ｍｏｄｅｌ）を５パーセントの吸入強度で用いた。Ｌ字継手上流のサイクルガス（Ｃｙｃｌｅ Ｇａｓ）導管の流れプロファイルがよく定義され相対的に均一であると推測されるため、この低レベルの乱流を用いた。表１は３次元形状の結果を含む。急な９０°Ｌ字継手を図９および１０に図示する。長方形バイパス管路を備えるＡＳＭＥクラスＢ１６．９の９０°Ｌ字継手を、図１１および１１ａに示す。図９、１０および１１では、吸入口直径が４０．２５であり、排出ライン３の直径もまた４０．２５である。
【００３５】
なお、図１１においては、長方形バイパスライン５３の中心は、吸入口４の中心と同じレベルにある。
【００３６】
【表１】

【００３７】
離散的液体相液滴モデル
液滴粒子追跡を、ラグランジュ離散相近似（Ｌａｇｒａｎｇｉａｎ ｄｉｓｃｒｅｔｅ ｐｈａｓｅ ａｐｐｒｏａｃｈ）を用いて行った。ラグランジュ粒子追跡機能は、グループの個別の液滴の軌道を計算可能にする。この機能は、液滴の慣性、抵抗、浮力および重力を考慮する。液滴は、吸入口の境界を越え、等間隔の注入点から注入される。
【００３８】
図４に示すように、壁面に沿った領域および排出口境界の区域を定義づけ、液滴を捕捉した位置を監視することを可能にした。壁面区域Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｅ、Ｆ、ＧおよびＨのすべてに、軌道をそこで停止された液滴をすべて捕捉する性質を割り当てた。区域Ｃ、Ｄ、Ｅ、Ｆ、ＧおよびＬ内の液滴は回収されるであろう。液体回収効率は、これらの区域で捕捉した液滴の量を全体の注入量で除して求めた。区域Ｂ、すなわちサイクルガス導管の底面に接触する液滴は、混合物中に再浮遊したかもしれない。
【００３９】
液体回収効率を定性的に評価するために、図解式液相プロファイルを用いた・最低平均液滴サイズは１０４ミクロン（０．００４１インチ）、最大液滴サイズは３１２ミクロン（０．０１２３インチ）が用いられた。豊富化結果は２つの液滴サイズの平均値の計算に基づく。ＦＬＵＥＮＴによる粒子追跡を用いる後処理を、両方の液滴サイズを用いて行った。
【００４０】
蒸気速度、連続相の圧力および乱流プロファイルを求めた後に、不活性液体の液滴を、吸入口の境界に注入した。図５は、サイズが０．００４１インチ（１０４ミクロン）であり、速度が３５フィート／秒である、３滴の一般的なポリエチレン滴の軌跡を図解する。
液滴のサイズおよび慣性は、Ｌ字継手機器の捕捉効率と強い相関を有することが明らかになった。図４および６は、それぞれ０．００４１インチおよび０．０１２３インチＬ字継手吸入口の、異なる速度におけるポリエチレンプロセス再循環速度プロファイルを説明する。図７および８は、ポリプロピレンプロセスにおける、同様の滴軌道結果である。 図９は、吸入ライン４のレベルより若干低いバイパスライン５０を有する直角Ｌ字継手を図示し、図１０は、吸入ライン４のレベルより若干高いバイパスライン５２を図示し、図１１は、ＡＳＭＥモデル１６．９のような、吸入口４の中心と同じレベルの中心を有する長方形バイパス管路５３を示す。図１１ａは、バイパス管路５３の断面であり、寸法は９×１８インチである。好適には、本発明の形状のいずれかのバイパス管路は、水力直径が、第１の排出口の直径の５から３０パーセント、さらに好適には５から２０パーセントであろう。これらの形状は、本発明において好ましいものである。
【００４１】
モデル液体特性の仮定
分析のために、エチレンおよびプロピレンの一般的な商業的ホモポリマーと同様の反応器液体特性を仮定した。
【００４２】
これらを以下の表２に示す。ＦＬＵＥＮＴ連続相は、サイクル気体蒸気特性で表される。
【表２】

【００４３】
モデル境界条件および計算モデル結果
図４を参照すると、定常状態では、左側の計算ドメインに均一な速度の等温蒸気が流入する。いくらかの液体は、チャンバーおよび回収ノズル（区域Ｅおよび排出口Ｌ）を通じ排出される。ほとんどの液体は、Ｌ字継手で方向変換し、垂直に移動する。それは、頂部の境界（排出口区域Ｋ）から排出される。速度の仕様および対照圧力を、吸入境界（区域Ｊ）にて用いた。圧力および／または速度の仕様は、両方の排出口境界（区域ＫおよびＬ）で用いた。
【００４４】
回収ノズル（区域Ｅおよび排出口Ｌ）を通じて排出される蒸気の量は、２つの排出境界（区域ＫおよびＬ）の圧力の差の関数となる。排出口Ｌは再循環導管（スリップストリームライン１９）に接続され、混合物を流動床２（図１）の上部に移送する。反応相底部ヘッド２３および板７をバイパスする流れの調節は、ライン１９およびバルブ２１における抵抗を変化させることにより行う。
【００４５】
上記の表３に液滴の回収の情報を示す。液滴の回収は、区域Ｃ、Ｄ、Ｅ、Ｆ、ＧおよびＬにおける液滴の量を注入した全量で除して求める。上記の回収は、Ｌ字継手の回収装置を通じて排出される蒸気流れの総計のパーセントである。液滴の回収が蒸気の回収を上回るため、回収ノズルから排出される第２のストリームにおいて、結局は液体豊富化が起こる。
【表３】

【００４６】
ＰＥ液滴の母集団分布を、ポリエチレンを表４に、ポリプロピレンを表５に示す。図５は、液滴が８個のみの部分集合の場合の、一般的な液滴軌道プロファイルを示す。
【表４】

【表５】

【００４７】
この分析は、再循環ストリーム中の２０．３０から２４．２０パーセントの液体を小さな分割ストリームに回収すること、および、メイン再循環ストリームの比率と比較した小さなストリーム中の液体対気体の比率を増加させることが実現可能であることを明らかにする。液体回収効率は、液滴サイズおよび密度、ならびに、蒸気および液体相の間の運動量の差と強い相関を有する。
【００４８】
計算モデルの結論
２−および３−次元のモデルを再循環流体導管Ｌ字継手のために構築した。ＦＬＵＥＮＴ Ｕｎｓｔｒｕｃｔｕｒｅｄ Ｍｅｓｈソフトウェアプログラムから結果を得た。液滴粒子追跡を、ラグランジュ近似（Ｌａｇｒａｎｇｉａｎ ａｐｐｒｏａｃｈ）を用いて行った。商業ポリエチレンおよびホモポリプロピレンプロセスの一般的な再循環流体特性を、分析中で仮定した。ポリエチレンの場合、７．６５重量パーセントの液体凝縮レベルにおいて、３５および５５（フィート／秒）の再循環速度で検討した。ポリプロピレンの場合は、１５．６重量パーセントおよび２４．９パーセント凝縮であり、各比較速度は２５および３５フィート／秒である。
【００４９】
この分析では、回収装置を通じての蒸気回収は、流入フローの比率の２１パーセントより低く維持された。この量の反応器分配プレートを回避するバイパスは、ポリマーベッドの流動化を乱すことなく許容可能である。
【００５０】
増加した再循環ライン速度においてポリエチレンの結果と比較したとき、ほぼ同一の液滴回収効率が観察された。ポリエチレンシステムにおいては、平均液滴サイズが１０４から３１２ミクロンに増加すると、液滴の回収は約４パーセント増加した。ポリプロピレンシステムでは、蒸気相と液相の間の密度の差がより小さい。従って、相の間の運動量の差は小さい。液滴サイズを増加させることによる液体回収効率の改良は、より小さい。
【００５１】
この分析は、差圧、すなわちより小さいストリームの反応器への入口と、ライン３のより大きいストリームの圧力の差が、３ｐｓｉより小さい場合に、２０パーセントから２９パーセントの液体をより小さい分割ストリームへ回収することが実現可能であることを明らかにする。液体回収効率は、液滴サイズ、ならびに、蒸気および液体相の間の運動量の差と強い相関を有する。
【００５２】
スプリッターの設計
上述のように、スプリッターは、好適には直径が大きな側に小さいライン１９を有し、さらに好適には、枝管の直径が小さいライン１９より大きいことで規定される沈降チャンバー２５を有するＬ字継手を用いて、程度の差はあっても図２、３、９、１０および１１に図示するように設計される。ライン１９の狭窄は、図３の壁２９のように流れに垂直でも、または、図２のようにいくらか勾配もしくは緩勾配があってもよく、図１１ａに見られるように、ライン１９は断面が長方形でもよい。上記の速度および液滴分布データに見られるように、沈降チャンバーの使用は、スリップストリームと共に排出されるであろう液体を集積する結果となり、流入再循環ストリームまたは第１の再循環ストリームよりも高い液体対気体の比率を与えるであろう。沈降チャンバーが垂直の終端壁２９を有する図３に図示される設計は、ライン１９中に、液体が比較的高度に豊富化され、しかし、相対的に体積が少ない、スリップストリームを生成し、図２のような勾配壁２９は、液体のパーセンテージが低い流体の体積が高い結果となるであろう。
【００５３】
図１２を参照すると、導管およびバルブを含む並列排出タンクは、Ａｒｏｎｓｏｎにより米国特許第４，６２１，９５２に開示されたような交互順次モード（ａｌｔｅｒｎａｔｅ ｓｅｑｕｅｎｔｉａｌ ｍｏｄｅ）で、断続的に操作されることが可能である。連絡導管、隔離バルブおよび流動床の上部領域のベントは、生成品固体を伴う有価気体のロスを最小化するよう操作される。
【００５４】
排出プロセスの間、ポリマー生成物および原料液体は、容器１０または１０’のいずれかに導入されるライン８または８’を通じて排出される。この生成物除去は、当初、下流の容器が反応容器１より低い圧力にあるときに、バルブ９または９’のいずれかを開くことにより行われる。生成物を抜取るため、容器１０または１０’は交互に選択され、その間並列の容器は圧力均等化容器としての役目を果たす。よって、排出サイクル容器１０は反応器１から固体および流体を受け取る。容器１０’は、この時点では実質的に固体を含まない。それに続いて容器１０からの、圧力均等化のガス抜きを受けることが可能である。
【００５５】
排出サイクル１回で、反応器１からのポリマー生成物および流体は、動作中の排出容器１０に入る。容器１０を流動床２の上部領域と連絡する導管６２中のベントバルブ６５が開かれ、従って流体は反応器１に戻ることが可能である。バルブ９および６５は次に閉じられ、容器１０を反応容器とほぼ等しい圧力で、反応容器１から切り離す。ポリマー生成物は容器１０中に沈降する。並列容器１０’に接続する導管６１中のバルブ６６は開かれ、容器１０および１０’の間の圧力は等しくされる。
【００５６】
容器１０および１０’を連絡するバルブ６１は、次に閉じられる。圧力均等化の間、流体はこのように容器１０から１０’に移送される。容器１０’への順次交互排出サイクルにより、その均等化流体の一部が反応容器１中へ排出され戻される。この排気および圧力均等化は、圧縮機およびポンプのような機械的装置を用いることなく、セミバッチ排出システムから、有価の未反応モノマーおよび不活性物質を回収する魅力的な機構を与える。
【００５７】
ポリマー生成物は次に、重力および圧力均等化により、容器１０から容器１２に移送される。バルブ１１は次に容器１２を容器１０から切り離すために閉じられる。ポリマー生成物が容器１２内で沈降した後に、並列容器１２’に接続する導管６０中のバルブ６３は開かれ、容器１２および１２’の間の圧力は等しくされる。圧力均等化の間、流体はこのように容器１２から１２’に移送される。容器１０’への順次交互排出サイクルおよびポリマー生成物の容器１２’への移送により、その均等化流体の一部が排出容器１０中へ排出され戻される。容器１０’への次の排出イベントにおいて、１０’中の流体の一部が、導管６４’およびバルブ６５を通じて反応容器１に排出され戻される。
【００５８】
追加の均等化排気および導管１４を通じたポリマー生成物移送工程の後に、ポリマー生成物および残留流体は、下流の装置にて加工される。流体は有価原料を含むため、反応容器１からそれが回収される純量を最小化することが経済的に望ましい。生産設備における生成物除去の能力は、このように排出および圧力均等サイクルを経済的に完了する為に要する時間により決定され、反応器システムの全体的な製造能力は、生成物除去の効率により制限される恐れがある。これは、反応の工程熱の除去率を改良するため、ますます高い凝縮率が使用されるほどに、特にそうである。プロセスの原料効率は、容器圧力均等化工程により得られる最小圧力により影響される。より低い均等化圧力を達成することは、設備の原料使用を削減する余裕を生じさせる。
【００５９】
導管３を通じた一部が凝縮された再循環を用いて反応システムを運転することは、流動床２の低い領域に液体が存在する結果を可能にする。実質的量の液相もまた断続的に流動床２からの固体および気体を伴って容器１０および１０’に除去されるとき、排出プロセス工程の時間が増加する可能性がある。これは、排出プロセスの排気および圧力均等化段階では圧力が低下し、液相の一部が気化するであろうためである。この液体気化は最終圧力を高くし、排出容器および下流工程の機器間の、すべての排気および圧力均等化工程の完了に要する時間を長くする。セミバッチ排出プロセスに必要な工程を完了する時間の増加は、設備の生成物除去能力を減じる。
【００６０】
セミバッチ排出プロセスのサイクル時間は、圧力均等化から排出容器の排気工程を禁止することにより、削減が可能である。しかし、圧力が均等化していない場合、次により大きい分量の排出流体が反応システムを脱するだろう。よって、より分量が大きい流体物質が失われ、または下流の操作で回収処理される必要がある。プロセスの原料効率は、排気および容器圧力均等化工程により得られる最小圧力により影響される。より低い均等化圧力を達成することは、製造設備の原料使用を削減する余裕を生じさせる。設備の最適な生成物除去能力は、ゆえに、排出および圧力均等化サイクルを経済的に完了するために要する時間により決定される。
【００６１】
本発明の実施においては、従来の圧力測定および移送装置が、排出容器１０、１０’、１２および１２’に設置される。ストリーム８および８’中の液体含有量が増加すると、排出容器の均等化圧力の増加が見られる。再循環ストリーム３の液体含有量を減らすため、蒸気液体分離機器を用いてもよい。衝突デミスタ（ｉｍｐｉｎｇｅｍｅｎｔ ｄｅｍｉｓｔｅｒ）および液体サイクロンのような機械的装置を用い、蒸気液体分離が達成可能なことは、蒸気液体分離技術の当業者には周知である。
【００６２】
本発明の好適な実施態様においては、サイクル気体冷却器１７から排出される再循環ストリームの蒸気液体分離は、内部バイパスストリーム１９用いて達成される。「凝縮モード」操作の間、排出容器の均等化圧力の上昇が見られたとき、バイパスバルブ２１が開けられ、豊富化液体バイパスストリーム１９の流速が増加され、再循環ストリーム３の液体含有量が減少される。これは、ポリマー生成物排出ストリーム８および８’の液体含有量を減じる役目を果たす。 その結果、排出容器１０、１０’、１２、１２’で測定される圧力の大きさは減らされ、生成物移送率が改良される。
【００６３】
本発明は、濃縮モードで運転されているときに、流動床２から、容器１０および１０’にポリマー生成物を伴い排出される恐れのある液体の量を削減する。バイパスストリームを、反応器流動床２の、ポリマー生成物排出ライン８および８’より高い位置に戻すことができる。バイパスストリームの液体含有量が高められ、第１の再循環ストリーム３の液体含有量が減らされるように、再循環ストリームの分離が行われる。バルブ２１を開き、再循環流の液体豊富化部分をストリーム１９にバイパスすることにより、より少ない量の液体が、ストリーム３を通じて反応器底部に戻される。反応器吸入口へ向かう再循環ストリーム３の液体含有量を減らすことにより、排出ストリーム８および８’中の、固体ポリマー生成物を伴う反応器から排出された混合流体の液体含有量もまた減少する。
【００６４】
本発明を「凝縮モード」で実施することにより、より長時間のセミバッチ排出サイクルおよび原料使用の増加の、両方の経済的損失が削減される。液体含有量が増加したバイパスストリーム１９および２０を、生成物除去ストリーム８および８’より上部の場所から流動床２に戻すことにより、「凝縮モード」運転の熱除去製造の利点が保持される。
【００６５】
図１３で比較されているのは、同等の原料容器および沈殿容器の初期圧力で運転される、同一の排出容器における乾燥および湿潤排出イベントである。湿潤排出は、２４．６６重量パーセントの液体を含有する、固体ポリマー生成物、蒸気および液体流体の混合物を含む。湿潤排出イベントの最終均等化圧力は、乾燥排出と比較して高い。湿潤排出イベントの圧力を均等化する時間は、乾燥排出イベントよりも長い。液体が蒸気および固体流れを伴って排出される場合、生成物除去能力はこれにより低下し、原料損失は高くなる。
【実施例】
【００６６】
本発明をさらによく理解するために、以下に実施例を示す。これらは、気相流動床における発熱反応によるポリエチレンおよびポリプロピレンの製造用の、商業スケール運転設備の計算機シミュレーションを表す。
【００６７】
実施例１
図１と同様の流動床重合反応器システムは、約１０重量パーセントのヘキセンをコポリマーとして含む直鎖状低密度ポリエチレンを製造する。図１に関して、ライン４の再循環ストリームは、水素、窒素、メタン、エタン、エチレン、ヘキセンおよびヘキサンの混合物を含む。外部冷却器１７の出口での圧力が３７４．４ｐｓｉおよび温度が５３．０℃であり、７．６５重量パーセントの液体を含有するバルク再循環ストリームを生ずる。液体の浮遊小滴のサイズは、１０４から３１２ミクロン、または０．００４１から０．０１２３インチの範囲である。液相は、ヘキセンおよびヘキセンが豊富であり、密度が３８．６ポンド／立方フィートである。蒸気相は、混合物の高揮発性成分が豊富であり、密度が１．８０ポンド／立方フィートである。図１に図示される、ライン１９内の小さいバイパスまたはスリップストリームは、差圧が０．９ｐｓｉである吸入蒸気（吸入流体の気相）を１９．５９パーセント含む。流体の速度は、冷却器１７の排出口、および、分割Ｌ字継手の上流において、３５フィート／秒である。小さなストリーム１９は、吸入口に入る、平均２５．９５パーセントの液体を含む。平均の豊富化は、ゆえに、冷却器１７から排出されるバルク再循環ストリームの液体含有率の１．２９倍である。
【００６８】
実施例２
流動床重合反応器は、約１０重量パーセントの重合されたヘキセンを含む直鎖状低密度ポリエチレンを製造する。図１を参照すると、再循環ストリーム４は、水素、窒素、メタン、エタン、エチレン、ヘキセンおよびヘキサンの混合物を含む。外部冷却器１７の出口の圧力３７４．４ｐｓｉおよび温度５３．０℃は、７．６５重量パーセントの液体を含有する再循環ストリームをもたらす。液相は、ヘキセンおよびヘキセンが豊富であり、密度が３８．６ポンド／立方フィートである。蒸気相は、混合物の高揮発性成分が豊富であり、密度が１．８０ポンド／立方フィートである。図１に図示されるように、小さなストリーム１９は、１９．６１パーセントの吸入蒸気を含み、差圧が２．３ｐｓｉとなるように、設計される。再循環ストリームの速度は、冷却器１７の排出口、および、分割Ｌ字継手の上流において、５５フィート／秒である。小さなストリーム１９は、平均２６．６１パーセントの吸入液体を含む。小さいストリーム１９の平均重量比豊富化は、ゆえに、冷却器１７から排出されるバルク再循環ストリームの液体含有量の１．３３倍である。
【００６９】
実施例３
流動床重合反応器は、ポリプロピレンホモポリマーを製造する。図１を参照すると、再循環ストリーム４は、水素、窒素、プロピレンおよびプロパンの混合物を含む。外部冷却器１７の出口の圧力５５６．２ｐｓｉおよび温度６３．１℃は、１５．６０重量パーセントの液体を含有する再循環ストリームをもたらす。液相は、プロピレンおよびプロパンが豊富であり、密度が２６．４ポンド／立方フィートである。蒸気相は、混合物の高揮発性成分が豊富であり、密度が４．８０ポンド／立方フィートである。図１に図示されるように、小さなストリーム１９は、１７．３８パーセントの吸入蒸気を含み、差圧が０．９ｐｓｉとなるように、設計される。流体の速度は、冷却器１７の排出口、および、分割Ｌ字継手の上流において、２５フィート／秒である。小さなストリーム１９は、平均２１．３パーセントの吸入液体を含む。平均の豊富化は、ゆえに、冷却器１７から排出されるバルク再循環ストリームの液体含有率の１．１８倍である。
【００７０】
実施例４
流動床重合反応器は、ポリプロピレンホモポリマーを製造する。図１を参照すると、再循環ストリーム４は、水素、窒素、プロピレンおよびプロパンの混合物を含む。外部冷却器１７の出口の圧力（５５６．２ｐｓｉ）および温度（６３．１℃）は、１５．６０重量パーセントの液体を含有する再循環ストリームをもたらす。液相は、プロピレンおよびプロパンが豊富であり、密度が２６．４ポンド／立方フィートである。蒸気相は、混合物の高揮発性成分が豊富であり、密度が４．８０ポンド／立方フィートである。図１に図示されるように、小さなストリーム１９は、１７．２８パーセントの吸入蒸気を含み、差圧が１．７ｐｓｉとなるように、設計される。流体の速度は、冷却器１７の排出口、および、分割Ｌ字継手の上流において、３５フィート／秒である。小さなストリーム１９は、平均２１．４パーセントの吸入液体を含む。平均の豊富化は、ゆえに、冷却器１７から排出されるバルク再循環ストリームの液体含有率の１．１９倍である。
【００７１】
実施例５
流動床重合反応器は、ポリプロピレンホモポリマーを製造する。図１を参照すると、再循環ストリーム４は、水素、窒素、プロピレンおよびプロパンの混合物を含む。外部冷却器１７の出口の圧力５０１．２ｐｓｉおよび温度５７．２℃は、２４．９６重量パーセントの液体を含有する再循環ストリームをもたらす。液相は、プロピレンおよびプロパンが豊富であり、密度が２７．３ポンド／立方フィートである。蒸気相は、混合物の高揮発性成分が豊富であり、密度が４．１４ポンド／立方フィートである。図１に図示されるように、小さなストリーム１９は、１８．４５パーセントの吸入蒸気を含み、差圧が０．９ｐｓｉとなるように、設計される。流体の速度は、冷却器１７の排出口、および、分割Ｌ字継手の上流において、２５フィート／秒である。小さなストリーム１９は、平均２２．６０パーセントの引入口液体を含む。平均の豊富化は、ゆえに、冷却器１７から排出されるバルク再循環ストリームの液体含有率の１．１６倍である。
【００７２】
実施例６
流動床重合反応器は、ポリプロピレンホモポリマーを製造する。図１を参照すると、再循環ストリーム４は、水素、窒素、プロピレンおよびプロパンの混合物を含む。外部冷却器１７の出口の圧力５０１．２ｐｓｉおよび温度５７．２℃は、２４．９６重量パーセントの液体を含有する再循環ストリームをもたらす。液相は、プロピレンおよびプロパンが豊富であり、密度が２７．３ポンド／立方フィートである。蒸気相は、混合物の高揮発性成分が豊富であり、密度が４．１４ポンド／立方フィートである。図１に図示されるように、小さなストリーム１９は、１８．４４パーセントの吸入蒸気を含み、差圧が１．７ｐｓｉとなるように、設計される。流体の速度は、冷却器１７の排出口、および、分割Ｌ字継手の上流において、３５フィート／秒である。小さなストリーム１９は、平均２２．９５パーセントの吸入液体を含む。豊富化は、ゆえに、冷却器１７から排出されるバルク再循環ストリームの液体含有率の１．１７倍である。
【００７３】
実施例７
内径が４０．２５インチの３次元円柱状再循環導管は、急な９０度Ｌ字継手と共に分析された。１２インチ内径のスリップストリーム円柱状導管は、図９に示すように、吸入導管の底部の真向かいに配置された。吸入口から領域へ、１０００液滴が横断面全体にわたって注入された。第２のバイパススリップストリームから排出された小滴のフラクションを、第１の排出口から排出されたフラクションと比較した。バイパスおよび第１の排出口から排出される蒸気のフラクションもまた比較された。バイパスから排出される液体の重量フラクションは、物質収支から計算され、吸入口における液体の重量フラクションと比較された。操作条件は、実施例１に示すものと同一である。第２のバイパススリップストリームは、１６．１７パーセントの吸入蒸気を含むように設計された。その設計は、第１の排出口と第２のバイパススリップストリームとの差圧を１．０ｐｓｉ要する。この排出差圧は、３５フィート／秒の吸入流体速度におけるものである。第２のバイパススリップストリームは、吸入液体全体の平均２５．８１パーセントを含むように計算された。平均重量率豊富化は、吸入における液体の重量部分の１．５１倍であった。
【００７４】
実施例８
内径が４０．２５インチの３次元円柱状再循環導管は、急な９０度Ｌ字継手と共に分析された。１２インチ内径のスリップストリーム円柱状導管は、図１０に示すように、吸入導管の頂部の真向かいに配置された。吸入口から領域へ、１０００液滴が横断面全体にわたって注入された。第２のバイパススリップストリームから排出された小滴のフラクションを、第１の排出口から排出されたフラクションと比較した。バイパスおよび第１の排出口から排出される蒸気のフラクションもまた比較された。バイパスから排出される液体の重量フラクションは、物質収支から計算され、インレットにおける液体の重量フラクションと比較された。操作条件は、実施例１に示すものと同一である。第２のバイパススリップストリームは、１５．２５パーセントの吸入蒸気を含むように設計された。その設計は、第１の排出口と第２のバイパススリップストリームとの差圧を１．０ｐｓｉ要する。この排出差圧は、３５フィート／秒の吸入流体速度におけるものである。第２のバイパススリップストリームは、吸入液体全体の平均２９．０７パーセントを含むように計算された。平均重量率豊富化は、吸入における液体の重量部分の１．７７倍であった。
【００７５】
実施例９
内径が４０．２５インチの３次元円柱状再循環導管は、ＡＳＭＥ Ｂ１６．９使用のＬ字継手と共に分析された。幅１８インチ、高さ９インチの長方形のスリップストリーム管路を、図１１に示すように、吸入導管の中心ストリームラインの真向かいに配置した。吸入口から領域へ、１０００液滴が横断面全体にわたって注入された。第２のバイパススリップストリームから排出された小滴のフラクションを、第１の排出口から排出されたフラクションと比較した。バイパスおよび第１の排出口から排出される蒸気のフラクションもまた比較された。バイパスから排出される液体の重量フラクションは、物質収支から計算され、吸入における液体の重量フラクションと比較された。操作条件は、実施例１に示すものと同一である。第２のバイパススリップストリームは、２０．７０パーセントの吸入蒸気を含むように設計された。その設計は、第１の排出口と第２のバイパススリップストリームとの差圧を０．７ｐｓｉ要する。この排出差圧は、３５フィート／秒の吸入流体速度におけるものである。第２のバイパススリップストリームは、吸入液体全体の平均３６．８８パーセントを含むように計算された。平均重量率豊富化は、吸入における液体の重量部分の１．６９倍であった。
【００７６】
実施例１０
内径が４０．２５インチの３次元円柱状再循環導管を、ＡＳＭＥ Ｂ１６．９使用のＬ字継手と共に分析した。幅１８インチ、高さ９インチの長方形のスリップストリーム管路を、図１１に示すように、吸入導管の中心ストリームラインの真向かいに配置した。吸入口から領域へ、１０００液滴を横断面全体にわたって注入した。第２のバイパススリップストリームから排出された小滴のフラクションを、第１の排出口から排出されたフラクションと比較した。バイパスおよび第１の排出口から排出される蒸気のフラクションもまた比較した。バイパスから排出される液体の重量フラクションを、物質収支から計算し、吸入における液体の重量フラクションと比較した。操作条件は、実施例２に示すものと同一である。第２のバイパススリップストリームが、２０．７９パーセントの吸入蒸気を含むように設計した。この設計は、第１の排出口と第２のバイパススリップストリームとの差圧を１．８ｐｓｉ要する。この排出差圧は、５５フィート／秒の吸入流体速度におけるものである。第２のバイパススリップストリームは、吸入液体全体の平均３８．５９パーセントを含むように計算した。平均重量率豊富化は、吸入における液体の重量部分の１．７３倍であった。
【００７７】
実施例１１
内径が４０．２５インチの３次元円柱状再循環導管を、ＡＳＭＥ Ｂ１６．９使用のＬ字継手と共に分析した。幅１８インチ、高さ９インチの長方形のスリップストリーム管路を、図１１に示すように、吸入導管の中心ストリームラインの真向かいに配置した。吸入口から領域へ、１０００液滴を横断面全体にわたって注入した。第２のバイパススリップストリームから排出された小滴のフラクションを、第１の排出口から排出されたフラクションと比較した。バイパスおよび第１の排出口から排出される蒸気のフラクションもまた比較した。バイパスから排出される液体の重量フラクションを、物質収支から計算し、吸入における液体の重量フラクションと比較した。操作条件は、実施例３に示すものと同一である。第２のバイパススリップストリームが、１８．１２パーセントの吸入蒸気を含むように設計した。その設計は、第１の排出口と第２のバイパススリップストリームとの差圧を０．６ｐｓｉ要する。この排出差圧は、２５フィート／秒の吸入流体速度におけるものである。第２のバイパススリップストリームを、吸入液体全体の平均３５．３８パーセントを含むように計算した。平均重量率豊富化は、吸入における液体の重量部分の１．６７倍であった。
【００７８】
実施例１２
内径が４０．２５インチの３次元円柱状再循環導管を、ＡＳＭＥ Ｂ１６．９使用のＬ字継手と共に分析した。幅１８インチ、高さ９インチの長方形のスリップストリーム管路を、図１１に示すように、吸入導管の中心ストリームラインの真向かいに配置した。吸入口から領域へ、１０００液滴を横断面全体にわたって注入した。第２のバイパススリップストリームから排出された小滴のフラクションを、第１の排出口から排出されたフラクションと比較した。バイパスおよび第１の排出口から排出される蒸気のフラクションもまた比較した。バイパスから排出される液体の重量フラクションを、物質収支から計算し、吸入における液体の重量フラクションと比較した。操作条件は、実施例４に示すものと同一である。第２のバイパススリップストリームが、１８．１５パーセントの吸入蒸気を含むように設計した。その設計は、第１の排出口と第２のバイパススリップストリームとの差圧を１．３ｐｓｉ要する。この排出差圧は、３５フィート／秒の吸入流体速度におけるものである。第２のバイパススリップストリームを、吸入液体全体の平均３０．１０パーセントを含むように計算した。平均重量率豊富化は、吸入における液体の重量部分の１．４９倍であった。
【００７９】
実施例１３
内径が４０．２５インチの３次元円柱状再循環導管を、ＡＳＭＥ Ｂ１６．９使用のＬ字継手と共に分析した。幅１８インチ、高さ９インチの長方形のスリップストリーム管路を、図１１に示すように、吸入導管の中心ストリームラインの真向かいに配置した。吸入口から領域へ、１０００液滴を横断面全体にわたって注入した。第２のバイパススリップストリームから排出された小滴のフラクションを、第１の排出口から排出されたフラクションと比較した。バイパスおよび第１の排出口から排出される蒸気のフラクションもまた比較した。バイパスから排出される液体の重量フラクションを、物質収支から計算し、吸入における液体の重量フラクションと比較した。操作条件は、実施例５に示すものと同一である。第２のバイパススリップストリームが、１９．７１パーセントの吸入蒸気を含むように設計した。その設計は、第１の排出口と第２のバイパススリップストリームとの差圧を０．７ｐｓｉ要する。この排出差圧は、２５フィート／秒の吸入流体速度におけるものである。第２のバイパススリップストリームを、吸入液体全体の平均４０．０９パーセントを含むように計算した。平均重量率豊富化は、吸入における液体の重量部分の１．５９倍であった。
【００８０】
実施例１４
内径が４０．２５インチの３次元円柱状再循環導管を、ＡＳＭＥ Ｂ１６．９使用のＬ字継手と共に分析した。幅１８インチ、高さ９インチの長方形のスリップストリーム管路を、図１１に示すように、吸入導管の中心ストリームラインの真向かいに配置した。吸入口から領域へ、１０００液滴を横断面全体にわたって注入した。第２のバイパススリップストリームから排出された小滴のフラクションを、第１の排出口から排出されたフラクションと比較した。バイパスおよび第１の排出口から排出される蒸気のフラクションもまた比較した。バイパスから排出される液体の重量フラクションを、物質収支から計算し、吸入における液体の重量フラクションと比較した。操作条件は、実施例１に示すものと同一である。そのサイズより下では液体が第２のバイパススリップストリーム中へ豊富化されない、制限小滴サイズを識別するため、小滴サイズの変化を検討した。第２のバイパススリップストリームを、２０．７０パーセントの吸入蒸気を含むように設計した。その設計は、第１の排出口と第２のバイパススリップストリームとの差圧を０．７ｐｓｉ要する。この排出差圧は、３５フィート／秒の吸入流体速度におけるものである。２０ミクロンより大きい液滴サイズにおいて、第２のバイパススリップストリームは、吸入再循環導管よりも、多量の液体を含有すると計算された。ゆえに、第２のバイパスストリームへの液体豊富化は、吸入小滴サイズが２０ミクロンを超える場合に得られた。
【００８１】
実施例１５
内径が４０．２５インチの３次元円柱状再循環導管を、ＡＳＭＥ Ｂ１６．９使用のＬ字継手と共に分析した。幅１８インチ、高さ９インチの長方形のスリップストリーム管路を、図１１に示すように、吸入導管の中心ストリームラインの真向かいに配置した。吸入口から領域へ、１０００液滴を横断面全体にわたって注入した。第２のバイパススリップストリームから排出された小滴のフラクションを、第１の排出口から排出されたフラクションと比較した。バイパスおよび第１の排出口から排出される蒸気のフラクションもまた比較した。バイパスから排出される液体の重量フラクションを、物質収支から計算し、吸入における液体の重量フラクションと比較した。操作条件は、実施例３に示すものと同一である。そのサイズより下では液体が第２のバイパススリップストリーム中へ豊富化されない、制限小滴サイズを識別するため、小滴サイズの変化を検討した。第２のバイパススリップストリームが、１８．１２パーセントの吸入蒸気を含むように設計した。その設計は、第１の排出口と第２のバイパススリップストリームとの差圧を０．６ｐｓｉ要する。この排出差圧は、２５フィート／秒の吸入流体速度におけるものである。４７ミクロンより大きい液滴サイズにおいて、第２のバイパススリップストリームは、吸入再循環導管よりも、多量の液体を含有すると計算された。ゆえに、第２のバイパスストリームへの液体豊富化は、吸入小滴サイズが４７ミクロンを超える場合に得られた。
【００８２】
実施例１６
図１と同様の流動床重合反応器は、ポリプロピレンホモポリマーを製造する。図１を参照すると、再循環ストリーム４は、水素、窒素、プロピレンおよびプロパンの混合物を含む。外部冷却器１７の排出口の圧力は５０１．２ｐｓｉであり、および、温度は５７．２℃であり、冷却器の排出口で２４．９６重量パーセントの液体を含有する再循環ストリームをもたらす。液相は、プロピレンおよびプロパンが豊富であり、密度が２７．３ポンド／立方フィートである。蒸気相は、高揮発性種が豊富であり、密度が４．１４ポンド／立方フィートである。図１に図示されるように、小さなライン１９は、１９．７１パーセントの吸入蒸気を含み、第１の排出口と第２のバイパスとの間の差圧が０．７ｐｓｉとなるように、設計される。再循環ストリームの速度は、冷却器１７の排出口、および、スプリッター２２の上流において、２５フィート／秒である。バルブ２１がバイパスライン１９内で閉じているときは、ポリマー生成物がライン８を通じて容器１０に抜取られるに伴い、一部の量の液体が流動床２から除去される。容器１０内において気化した液体は、容器１０の圧力を高める。この背圧は、ポリマー生成物がライン８を通じて流れるのを妨害する。設備のポリマー製造能力は、ゆえに、ポリマー生成物をライン８を通じて除去する能力により制限される。バイパス１９内のバルブ２１を開くと、ライン３を通じて流動床２に入る液体の量が減少する。第２のバイパススリップストリーム（ライン１９）を、吸入液体全体の平均４０．０９パーセントを含むように計算した。バイパスライン１９は、液体含有量が冷却器１７から排出されたストリームの液体含有量の１．５９倍になるよう、豊富化を達成し、ポリマー生成物の生成および除去は、１８パーセント増加する。
【００８３】
実施例１７
図１２と同様の、並列および連結された排出タンクを備える流動床重合反応器は、ポリプロピレンホモポリマーを製造した。４９０ｐｓｉの圧力における再循環ストリーム４は、水素、窒素、プロピレンおよびプロパンの混合物を含有した。排出ライン８および８’における圧力は、４９２．６ｐｓｉａであった。 外部冷却器１７の排出口における圧力は、５０１．２ｐｓｉａであった。露点の６１℃より低い温度においては、ストリーム６７中には、冷却器１７の排出口において液体が存在した。
【００８４】
いくらかの液体を含む再循環ストリーム３を用い「凝縮モード」で運転されているとき、ライン８および８’を通じてポリマー生成物が断続的に抜取られるのにしたがって、次に液体の一部は流動床２から運び去られる。この実施例においては、ストリーム８および８’は分配板７の最高部より２フィート未満に配置された。発明者は、排出ストリーム８および８’中の、液体の気体に対する相対的濃度が、ストリーム３中の濃度を超えることを見いだした。表６では、排出容器１０または１０’に流入するストリーム８または８’中の、液体のレベルの増加が比較される。排出条件および排出プロセスの結果の時間を表６に示す。
【００８５】
この実施例１７のテストケースにおいては、冷却器１７から排出される２相流体再循環ストリームは、第１の再循環ストリーム３およびバイパスストリーム１９に分割される。バイパスストリームは、反応器流動床２の、ポリマー生成物排出ストリーム８および８’より高い位置に戻された。バイパスストリームの液体含有量が高められ、第１の再循環ストリームの液体含有量が減らされるように、分離が行われる。反応器吸入口において液体を減らしたテストケースは、排出ストリーム８および８’中の固体ポリマー生成物と共に排出される流体混合物中の液体の減少を、結果として生じた。
【００８６】
排出プロセスの間、ポリマー生成物および原料液体は、容器１０または１０’のいずれかに導入されるライン８または８’を通じて排出される。この生成物除去は、当初、下流の容器が反応容器１より低い圧力にあるときに、バルブ９または９’のいずれかを開くことにより得られる。固体および流体の容器への移送の間、ベントバルブ６５または６５’は開かれ、容器中の流体の一部を反応容器１に戻すことを可能にする。
【００８７】
生成物抜取容器１０または１０’は交互に選択される。ポリマー生成物を受け取らなかった並列容器は、続いて、排出容器からの排気を用いる圧力均等化容器としての役目を果たすであろう。均等化の時間および最終的な圧力を求め、表６に記録した。
【００８８】
少量の吸収された気体も、排出プロセスの間に、固体ポリマー生成物から排出される。固体生成物に溶解する気体、および、排出プロセスの間に放出される気体の量は、ポリマー生成物の結晶性、粒径、分子量およびレオロジー特性、吸収される物質の物理特性、ならびに、周囲の流体の組成、温度、および、圧力に依存する。
【００８９】
この実施例１７における４つのテストケースでは、ポリマー生成物の固体相密度は、５６．４ポンド／立方フィートであった。所定のセミバッチ排出サイクルにおいて、固体ポリマー生成物は、容器中で１７．１７立方フィートの体積を占めた。各排出イベントは、反応器流動床２から９６８ポンドの固体ポリマー生成物を除去した。体積の収支は、原料流体で占められた。これらの流体は、蒸気であり、任意に液相であった。これらは、未反応モノマーおよび不活性種を含んでいた。 容器１０および１０’の連結システムの全体の体積は、容器１２および１２’で利用可能な体積の９４パーセントであった。
【００９０】
排出プロセス全体の時間の長さは、表６に例示される。複数排気および均等化工程を有する場合が含まれる。バルブ開閉の時間は、各イベントに含まれる。全体の時間の長さは、いくつかの一連のバッチ工程を含む。第１の工程は、容器１０へのポリマーの排出および排気である。容器１０’を用いる圧力均等化は第２工程であった。第３工程は、ポリマーおよび流体の容器１２への移送であった。この工程は、容器１０および１２の間の排気および圧力均等化を含む。容器１２および１２’の間の排気均等化は、排出プロセスの第４工程であった。
【００９１】
ライン１４または１４’を通じての、下流の処理装置への排気および移送が、排出プロセスの最終工程であった。この実施例におけるすべてのテストケースでは、ライン１４または１４’を通じた排気は、固体ポリマー生成物の移送前に、容器１２または１２’の圧力を１４０ｐｓｉａに下げることに含まれた。排気がその中に導かれ移送が完了する機器は、容器１０の有効体積の２７倍の有効体積を有した。生産施設の生成物除去能力は、ゆえに、排出および圧力均等化サイクルを経済的に完了するために要する時間により制限される。液体をいくらか含有する流体の排出を伴う「凝縮モード」で運転しているときは、排出ストリーム８および８’中の液体の量の増加に伴い、断続的排出プロセスの完了に要する時間が長くなることが明らかになった。
【００９２】
この実施例１７では、ストリーム８または８’中の液体凝縮が１５．５９から２９．６１重量パーセントに増加するのに伴い、排出システムの生成物除去能力は、１７，７４４から１６，９３３ポンド・ポリマー／時に低下した。
【００９３】
圧力均等化工程の間に、質量移動した原料の量の概要もまた、表６に含まれる。均等化によって並列容器に移送されなかった原料質量は、固体ポリマー生成物と共に排出システムを脱する。経済的な運転のためには、これらの流体の一部は、反応システムへの回収の処理をされなければならない。原料効率は、容器圧力均等化工程により得られた最小圧力により影響される。第４の工程の最終圧力が上昇すると、より大量の有価原料が、ストリーム１４または１４’中の固体ポリマー生成物と共に排出される。よって、これらの流体物質が失われ、または、下流の操作で回収処理される必要がある。
【００９４】
「除去比率」は、固体ポリマー生成物の質量に対する、除去された原料の質量として規定された。原料の質量は、ライン１４または１４’を通じ固体ポリマー生成物と共に移送された流体と共に、ライン１４または１４’を通じての最初の排気を含む。この「除去比率」は、排出の中の液体の量と共に増加することが明らかになった。有価原料の回収または損失の費用は、排出の中の液体の量と共に増加する。この実施例１７では、ストリーム８または８’中の液体濃度が１５．５９から２９．６１重量パーセントに増加したことに伴い、「除去率」は０．１１８２から０．１４８１流体のポンド数／ポリマーのポンド数に増加した。ストリーム８および８’の高液体含有量は、明らかに望ましくない。
【表６】

【００９５】
実施例１８
図１２と同様の、並列および連結排出タンクを備えた流動床重合反応器は、約１０重量パーセントの重合されたコポリマーヘキセンを含む直鎖状低密度ポリエチレンを製造した。３６４．７ｐｓｉの圧力における再循環ストリーム４は、水素、窒素、メタン、エタン、エチレン、ヘキセン、およびヘキサンの混合物を含有していた。排出ライン８および８’における圧力は、３６９．０ｐｓｉａであった。外部冷却器１７の排出口における圧力は、３７４．４ｐｓｉａであった。露点の６８．７℃より低い温度においては、ストリーム６７中には、冷却器１７の出口において液体が存在した。
【００９６】
いくらかの液体を含む再循環ストリーム３を用い「凝縮モード」で運転されているとき、ライン８および８’を通じてポリマー生成物が断続的に抜取られるのにしたがって、次に液体の一部は流動床２から運び去られた。この実施例においては、ストリーム８および８’は分配板７の最高部より２フィート未満に配置された。我々は、排出ストリーム８および８’中の、液体の気体に対する相対的濃度が、ストリーム３中の濃度を超えたことを見いだした。表７では、排出容器１０または１０’に流入するストリーム８または８’中の、液体のレベルの増加が比較される。排出条件および排出プロセスの結果の時間を表７に示す。
【００９７】
この実施例１８のテストケースにおいては、冷却器１７から排出される２相流体再循環ストリームは、第１の再循環ストリーム３およびバイパスストリーム１９に分割された。バイパスストリームは、反応器流動床２の、ポリマー生成物排出ストリーム８および８’より高い位置に戻された。バイパスストリームの液体含有量が高められ、第１の再循環ストリームの液体含有量が減らされるように、分離が行われた。反応器吸入口において液体を減らしたテストケースは、排出ストリーム８および８’中の固体ポリマー生成物と共に排出される流体混合物中の液体の減少を、結果として生じた。
【００９８】
実施例１７は、排出プロセス工程のさらに詳細な検討を含み、その結果を実施例１８の表７に示す。
【００９９】
この実施例１８における４つのテストケースでは、ポリマー生成物の固体相密度は、５７．３ポンド／立方フィートであった。所定のセミバッチ排出サイクルにおいて、固体ポリマー生成物は、容器中で２０．０２立方フィートの体積を占めた。各排出イベントは、反応器流動床２から１，１４７ポンドの固体ポリマー生成物を除去した。体積の収支は、原料流体で占められた。これらの流体は、蒸気であり、任意に液相であった。これらは、未反応モノマー、コモノマーおよび不活性種を含んでいた。容器１０および１０’の連結システムの全体の体積は、容器１２および１２’で利用可能な体積の１０２パーセントであった。
【０１００】
排出プロセス全体の時間の長さは、表７に説明される。複数排気および均等化工程を有する場合が含まれる。バルブ開閉の時間は、各イベントに含まれる。全体の時間の長さは、いくつかの一連のバッチ工程を含む。これらは実施例１７で特定される。
【０１０１】
排出プロセスを完了させるため、固体ポリマー生成物および残留原料流体の一部は、ライン１４または１４’のいずれかを通じて、下流の処理装置に移送された。そこに排気が行われ移送が完了する第１の容器は、容器１０の有効体積の６倍の有効体積を有した。
【０１０２】
生産施設の生成物除去能力は、ゆえに、排出および圧力均等化サイクルを経済的に完了するために要する時間により制限された。液体をいくらか含有する流体の排出を伴う「凝縮モード」で運転しているときは、排出ストリーム８および８’中の液体の量の増加に伴い、断続的排出プロセスの完了に要する時間が長くなることが示された。
【０１０３】
この実施例１８では、ストリーム８または８’中の液体凝縮が４．２９から１６．７７重量パーセントに増加するのに伴い、排出システムの生成物除去能力は、２６，１１８から２５，９５４ポンド・ポリマー／時に低下した。
【０１０４】
圧力均等化工程の間に、質量移動した原料の量の概要もまた、表７に含まれる。均等化によって並列容器に移送されなかった原料質量は、固体ポリマー生成物と共に排出プロセスを脱する。経済的な運転のためには、これらの流体の一部は、反応システムへの回収の処理をされなければならない。原料効率は、容器圧力均等化工程により得られた最小圧力により影響される。第４の工程の最終圧力が上昇すると、より大量の有価原料が、ストリーム１４または１４’中の固体ポリマー生成物と共に排出される。よって、これらの流体物質が失われ、または、下流の操作で回収処理される必要がある。
【０１０５】
この「除去比率」は、排出の中の液体の量と共に増加することが明らかになった。この実施例１８では、ストリーム８または８’中の液体濃度が４．２９から１６．７７重量パーセントに増加したことに伴い、「除去率」は０．０１３８から０．０１６１流体のポンド数／ポリマーのポンド数に増加した。ストリーム８および８’の液体濃度が高いことは、望ましくない。
【表７】

【０１０６】
実施例１９
図１２と同様の、並列および連結排出タンクを備えた流動床重合反応器は、約９重量パーセントの重合されたコポリマーブタンを含む直鎖状低密度ポリエチレンを製造した。３６４．７ｐｓｉの圧力における再循環ストリーム４は、水素、窒素、メタン、エタン、エチレン、ブテン、ブタン、およびイソペンタンの混合物を含有していた。イソペンタンは、再循環ストリームの部分的凝縮を促進するために加えられる。排出ライン８および８’における圧力は、３６９．０ｐｓｉａであった。外部冷却器１７の出口における圧力は、３７５．２ｐｓｉａであった。露点の６５．４℃より低い温度においては、ストリーム６７中には、冷却器１７の出口において液体が存在した。
【０１０７】
いくらかの液体を含む再循環ストリーム３を用い「凝縮モード」で運転されているとき、ライン８および８’を通じてポリマー生成物が断続的に抜取られるのにしたがって、次に液体の一部は流動床２から回収された。この実施例においては、ストリーム８および８’は分配板７の最高部より２フィート未満に配置された。我々は、排出ストリーム８および８’中の、液体の気体に対する相対的濃度が、ストリーム３中の濃度を超えることを見いだした。表８では、排出容器１０または１０’に流入するストリーム８または８’中の、液体のレベルの増加が比較される。排出条件および排出プロセスの結果の時間を表８に示す。
【０１０８】
この実施例１８のテストケースにおいては、冷却器１７から排出される２相流体再循環ストリームは、第１の再循環ストリーム３およびバイパスストリーム１９に分割された。バイパスストリームは、反応器流動床２の、ポリマー生成物排出ストリーム８および８’より高い位置に戻された。バイパスストリームの液体含有量が高められ、第１の再循環ストリームの液体含有量が減らされるように、分離が行われる。反応器吸入口において液体を減らしたテストケースは、排出ストリーム８および８’中の固体ポリマー生成物と共に排出される流体混合物中の液体の減少を、結果として生じた。
【０１０９】
実施例１７は、排出プロセス工程のさらに詳細な検討を含み、その結果を実施例１９の表８に示す。
【０１１０】
この実施例１９における４つのテストケースでは、ポリマー生成物の固体相密度は、５７．３ポンド／立方フィートであった。所定のセミバッチ排出サイクルにおいて、固体ポリマー生成物は、容器中で２０．０２立方フィートの体積を占めた。各排出イベントは、反応器流動床２から１，１４７ポンドの固体ポリマー生成物を除去した。体積の収支は、原料流体で占められた。これらの流体は、蒸気であり、任意に液相であった。これらは、未反応モノマー、コモノマーおよび不活性種を含んでいた。容器１０および１０’の連結システムの全体の体積は、容器１２および１２’で利用可能な体積の１０２パーセントであった。
【０１１１】
排出プロセス全体の時間の長さは、表８に説明される。複数排気および均等化工程を有する場合が含まれる。バルブ開閉の時間は、各イベントに含まれる。全体の時間の長さは、いくつかの一連のバッチ工程を含む。これらは実施例１７で特定される。
【０１１２】
排出プロセスを完了させるため、固体ポリマー生成物および残留原料流体の一部は、ライン１４または１４’のいずれかを通じて、下流の処理装置に移送された。そこに排気が行われ移送が完了する第１の容器は、容器１０の有効体積の６倍の有効体積を有した。
【０１１３】
生産施設の生成物除去能力は、ゆえに、排出および圧力均等化サイクルを経済的に完了するために要する時間により決定された。液体をいくらか含有する流体の排出を伴う「凝縮モード」で運転しているときは、排出ストリーム８および８’中の液体の量の増加に伴い、断続的排出プロセスの完了に要する時間が長くなることが示された。
【０１１４】
この実施例１９では、ストリーム８または８’中の液体凝縮が４．７２から２０．０１重量パーセントに増加するのに伴い、排出システムの生成物除去能力は、２５，７２７から２５，６３３ポンド・ポリマー／時に低下した。逆に、ストリーム８および８’の低濃度は、凝縮モード中であっても、生成物除去能力を増加する結果をもたらした。
【０１１５】
圧力均等化工程の間に、質量移動した原料の量の概要もまた、表８に含まれる。均等化によって並列容器に移送されなかった原料質量は、固体ポリマー生成物と共に排出プロセスを脱する。経済的な運転のためには、これらの流体の一部は、反応システムへの回収の処理をされなければならない。原料効率は、容器圧力均等化工程により得られた最小圧力により影響される。第４の工程の最終圧力が上昇すると、より大量の有価原料が、ストリーム１４または１４’中の固体ポリマー生成物と共に排出される。よって、これらの流体物質が失われ、または、下流の操作で回収処理される必要がある。
【０１１６】
この「除去比率」は、排出の中の液体の量の減少と共に減少した。有価原料の回収または損失の費用は、排出の中の液体の量と共に増加し、そしてまたそれは、ライン３よりもライン１９を通じて注入された液体の量に規定される。この実施例１９では、ストリーム８または８’中の液体濃度が４．７２から２０．０１重量パーセントに増加したことに伴い、「除去率」は０．０１９５から０．０２１６流体のポンド数／ポリマーのポンド数に増加した。
【表８】

【図面の簡単な説明】
【０１１７】
【図１】図１は、気相流動床発熱重合プロセスの略図であり、再循環ストリーム分離および液体豊富化システムを含む。
【図２】図２は、再循環ストリームの所望の分離点に設置され、図１のような流動床の反応区域に導入するスリップストリームを与えるＬ字継手（elbow）を図示する。
【図３】図３はさらに、好適なスプリッターを、任意の沈降区域を強調し、図示する。
【図４】図４は、種々の条件および生成物についてコンピュータシミュレーションで予測された、好適なＬ字継手構造中の、液滴分配データを伴う速度分布図である。
【図５】図５は、好適なＬ字継手構造内の、８滴の投影断面図である。
【図６】図６は、種々の条件および生成物についてコンピュータシミュレーションで予測された、好適なＬ字継手構造中の、液滴分配データを伴う速度分布図である。
【図７】図７は、種々の条件および生成物についてコンピュータシミュレーションで予測された、好適なＬ字継手構造中の、液滴分配データを伴う速度分布図である。
【図８】図８は、種々の条件および生成物についてコンピュータシミュレーションで予測された、好適なＬ字継手構造中の、液滴分配データを伴う速度分布図である。
【図９】図９は、本発明で使用可能な種々のＬ字継手を示す。
【図１０】図１０は、本発明で使用可能な種々のＬ字継手を示す。
【図１１】図１１および１１ａは、本発明で使用可能な種々のＬ字継手を示す。
【図１２】図１２は、図１と同様な概略図であり、Ａｒｏｎｓｏｎが米国特許第４，６２１，９５２号に記載した装置と同様の、並列の複数の排出タンクを含む。
【図１３】図１３は、容器１０および１０’間の一般的な圧力均等化を図示する。

Claims (39)

1. 流体分配レベルにおける流体の分配により維持された流動床を含む反応器内で発熱反応を行い、粒子状の生成物を製造し、および、前記粒子状の生成物は、前記流動床内の生成物抜取りレベルにて抜取られる、流動床における温度調整の方法であり、
   前記方法は、
   連続的に、または、断続的に前記反応器から流体のストリームを除去し、
   前記流体のストリームから、熱を除去し、および、少なくともその一部分を凝縮し、
   前記流体のストリームを、前記第２の出口管路中の液体および気体を、前記第１の出口管路中の液体および気体から分離するために、第１の出口管路および第２の出口管路を有する導管区域を通過させ、
   前記第１の出口管路中の前記液体および気体を、前記流体分配レベルに再循環し、ならびに、
   前記第２の出口管路中の前記液体および気体を、前記流動床内の領域への直接流路により前記流体分配レベルより上方に再循環することを含む、温度調整の方法。
2. 前記発熱反応が、ポリオレフィンを製造するためのものである、請求項１の方法。
3. 前記導管区域がＬ字継手であり、ならびに、前記第２の出口管路が、前記Ｌ字継手の外側半径上に配置され、および、前記第１の出口管路より小さい内径を有する、請求項１に記載の方法。
4. 前記第２の出口管路内の前記液体および気体が、前記流体のストリームを５〜３０重量パーセント含む、請求項３に記載の方法。
5. 前記流体分配レベルと、前記流体分配レベルより上方の前記領域の間の差圧が、０．０１から３ｐｓｉである、請求項１に記載の方法。
6. 前記第２の出口管路中の前記液体および気体は、前記第１の出口管路中の液体対気体の比率より高い、液体対気体の比率を有する、請求項１に記載の方法。
7. 前記第２の出口管路中の前記液体および気体が、前記流動床内の前記生成物抜取レベルより上方の少なくとも１つの領域に再循環される、請求項１に記載の方法。
8. 前記第２の出口管路は、凝縮後の、液体の濃度が１．０１から３．０倍である前記流動床より除去された前記流体を受け取る、請求項１に記載の方法。
9. 凝縮後の、前記第２の出口管路中の液体対気体の前記比率が、前記流動床より除去された前記流体よりも、１．１から２．５倍高い、請求項６に記載の方法。
10. 前記導管区域は、少なくとも１つの追加の出口管路をふくむ、請求項１に記載の方法。
11. ポリオレフィン反応器内の流動床中の流体を再循環させる方法であり、前記流動床は、流体を前記流動床に注入する分配手段の上方に位置し、
    前記方法は、
    前記流動床より連続的または断続的に流体を抜取り、
    前記抜取られた流体を冷却し、
    前記流体をスプリッターにより第１のストリームおよびスリップストリームに分割し、
    前記スリップストリームは、前記第１のストリームより高い液体対気体の比率を有し、
    前記第１のストリームを第１の注入レベルで前記流動床に注入し、ならびに、
    前記スプリッターからの前記スリップストリームを、前記流動床に、前記第１の注入レベルより高い第２の注入レベルにおいて、注入することを含む、方法。
12. 前記スプリッターがＬ字継手である、請求項１１に記載の方法。
13. 前記第１の注入レベルが、前記分配手段のレベルであり、および、前記スリップストリームは、前記分配手段の少なくとも１２インチ上方の直接流路を通じ前記流動床へ注入される、請求項１１に記載の方法。
14. 前記スリップストリームは、前記抜取られた流体より少なくとも１０パーセント液体が豊富化されている、請求項１１に記載の方法。
15. 流動床ポリオレフィン反応器のための流体再循環装置であり、再循環流体を前記反応器から除去する導管と、その中の流体を圧縮する前記導管中の圧縮手段と、その中の流体を冷却する前記導管中の冷却手段と、ならびに、前記冷却手段からの部分的に凝縮された流体を受取り、および、第１の排出部分により、前記流動床より低いレベルに、および、スリップストリーム導管により、直接流路を通じて、前記流動床内の反応領域へそれを返すための、第１の排出口と少なくとも１つのスリップストリーム導管を有するスプリッターとを含む、流体再循環装置。
16. 前記スリップストリーム導管は、前記第１の排出口の直径の５パーセントから３０パーセントの水力直径を有する、請求項１５に記載の流体再循環装置。
17. 流動床ポリオレフィン重合反応器の生産能力を増加する方法であり、
    前記方法は
    （ａ）反応熱を除去するために流体を除去および再循環し、前記流体は前記流動床より低いレベルで前記反応器に返され、および、
    （ｂ）生成物抜取レベルにおいて、差圧により導管を通じて、少なくとも部分的に、生成物を生成物排出タンクに抜取り、
    ここで、前記生成物と共に前記生成物排出タンクに移される液体の気化は、前記差圧を減少させる傾向がある方法であり、
    前記再循環流体を流体ストリームスプリッターに通し、前記流動床より低いレベルで前記反応器に返される第１のストリーム、および、より小さい第２のストリームに分割し、
    前記第２のストリームは、パーセント換算で前記再循環流体の１．０１から３．０倍の、パーセント換算での液体含有量を有し、直接流路により前記第２のストリームを前記反応器の前記生成物抜取レベルより上方に注入し、それによって、前記反応器から前記生成物を伴い移される液体の量が減少し、前記差圧の低下を防ぐことを含む方法。
18. 流動床オレフィン重合プロセスの生成物排出タンク中の液体の量を、所定の限界より低く保持する方法であり、前記プロセスは、前記流動床の底部、および、前記底部より上方の生成物排出導管に再循環する流体を含み、連続的または断続的に前記生成物排出タンク内の液体の量を監視し、および、連続的または断続的に、液体を前記流動再循環から、前記ベッドの生成物排出導管より高い位置に、前記生成物排出タンクの前記所定の限界より低く、前記液体の量を保持するために効果的な量を迂回することを含む方法。
19. 前記生成物排出タンク中の液体の量の監視は、前記生成物排出タンク内の圧力を監視し、および、前記圧力を液体の量と相関づけることにより行われる、請求項１８の方法。
20. 前記流体の再循環は、少なくとも２５パーセントの凝縮を含む、請求項１８に記載の方法。
21. 前記オレフィンが、エチレンを含む、請求項１８に記載の方法。
22. 前記オレフィンが、プロピレンを含む、請求項１８に記載の方法。
23. 前記流動床オレフィン重合プロセスが、２つの生成物排出タンクを使用する、請求項１８に記載の方法。
24. 前記生成物排出タンクのどちらも生成物を受け取っていないときに、前記２つの生成物排出タンク間を圧力均等化する工程を含む、請求項２３に記載の方法。
25. 前記生成物排出タンク中の前記液体の量が、前記生成物排出タンクの少なくとも１つの圧力からの推測により監視される、請求項１８に記載の方法。
26. 流入する流体のために分配板を有する流動床重合反応器からの粒子状の生成物と共に、生成物抜取レベルにおいて除去されてしまうであろう、未反応モノマーを節約する方法であり、前記反応器は、凝縮モードで運転され、ここで、流体は、選択によるパーセンテージの前記流体を液体を得るため凝縮することにより反応熱を除去するため、前記反応器から再循環され、前記液体の一部を前記生成物抜取レベルより上方から注入し、前記部分を、前記プロセスのモデルにより前記パーセンテージに相関づけることを含む方法。
27. 前記粒子状の生成物は、前記生成物抜取レベルにおいて、前記反応器から導管を通じて、２つの生成物排出タンクＡおよびＢに、少なくとも部分的には前記反応器と前記生成物排出タンクＡおよびＢとの間の差圧により除去され、前記方法は、生成物排出タンクＡおよびＢ間に交互に生成物を排出し、交互に前記生成物排出タンクＡおよびＢから粒子状生成物を実質的に空にし、および、交互に実質的に生成物排出タンクＡおよびＢの圧力を均等化する工程を含む、請求項２６に記載の方法。
28. 少なくとも１つの前記タンクＡおよびＢ中の液体を表す要素により、前記液体の分量が改良される、請求項２７に記載の方法。
29. 前記タンクＡおよびＢのうち少なくとも１つの圧力を表す要素により、前記液体の分量が改良される、請求項２７に記載の方法。
30. 前記要素が、前記反応器の運転のモデルから誘導される、請求項２９に記載の方法。
31. 前記の要素が、前記タンクＡおよびＢのうち少なくとも１つを監視した圧力から誘導される、請求項２９に記載の方法。
32. 凝縮モードで運転されており、流動床の底部より本質的上方に粒子状生成物除去導管を含む、流動床ポリオレフィン重合反応器の、生成物除去能力増加方法であり、粒子状生成物除去導管は、生成物排出タンクへ導かれ、前記流動床の下の場所に再循環される液体対前記生成物除去導管の上方に注入される液体の比率を、前記排出タンクの圧力を、生成物排出を通じて、少なくとも１つの所望のレベルに維持する、前記反応器のモデルにより操作し、それにより、生成物排出サイクルを、所望の時間制限内に保持し、前記生成物除去能力を、本質的に前記の所望の時間制限により、拘束されないようにすることを含む方法。
33. 前記重合反応器は、２つの生成物除去導管を有し、それぞれが生成物排出タンクに導かれている、請求項３２に記載の方法。
34. 前記生成物排出タンクの１つが粒子状生成物をふくみ、他の前記生成物排出タンクが、本質的に粒子状生成物を含まないときに、前記生成物排出タンクの圧力を均等化することを含む、請求項３３に記載の方法。
35. 前記重合反応器が、少なくとも１つの追加の生成物排出タンクに導かれている少なくとも１つの追加の生成物除去導管を含む、請求項３３に記載の方法。
36. 凝縮モードの流動床として運転され、少なくとも２つの生成物排出タンクを有するオレフィン重合反応器の生成物除去能力を最適化し、その上また、生成物除去の間の原料転換を最適化する方法であり、前記流動床の下の点に再循環される液体対前記流動床から生成物を除去する点の上方に注入される液体の比率を、前記生成物排出タンクにおいて監視された少なくとも１つの圧力の関数として操作し、ならびに、断続的に１つの排出タンクを他の排出タンクへ排気し、それによって、前記生成物除去率と前記原料の転換を平衡させることにより、最適な効率を達成することを含む方法。
37. 前記原材料がエチレンを含む、請求項３６に記載の方法。
38. 前記原材料がプロピレンを含む、請求項３６に記載の方法。
39. 少なくとも２５パーセント凝縮の凝縮モードで運転されている重合反応器の再循環スプリットを制御する方法であって、前記再循環スプリットを、少なくとも１つの生成物排出タンク内の液体の関数として制御することを含む方法。

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