KR20110011681A

KR20110011681A - 프로필렌 옥사이드 및 스티렌 공동-생산 공정에서 생성된 수성 폐기 스트림의 재평가

Info

Publication number: KR20110011681A
Application number: KR1020107027940A
Authority: KR
Inventors: 에바 마리아 가르시아 바이오스카; 이그나시오 리베라 사르미엔토; 벨렌 물라 안드레스; 요르게 로드리구에즈 부스타만테; 마리아 필라르 드 프루토스 에스크리그
Original assignee: 렙솔 와이피에프, 에스.에이
Priority date: 2008-05-14
Filing date: 2008-05-14
Publication date: 2011-02-08
Also published as: US20110121228A1; JP2011520851A; WO2009138530A1; EP2277834A1; US8679343B2; EP2277834B1; KR101478867B1

Abstract

프로필렌 옥사이드 / 스티렌 공동-생산 공정 내 수성 폐기 스트림의 재평가.
프로필렌 옥사이드 및 스티렌 공동-생산 공정 내에서 생성되는 수성 폐기 스트림의 재평가 방법. 특히, 본 명세서는 고도로 오염된 수성 스트림으로부터 유기 오염물질 부하량을 감소시키고, 상기 스트림으로부터 유기 화합물을 회수하는 방법을 개시하며, 상기 유기 화합물은 재유통되거나 또는 에너지 열병합(co-generation)에서 연료로서 사용될 수 있으며, 상기 방법은 다음 단계를 포함한다: 상기 수성 스트림을 4.5 미만의 pH에서 무기산으로 산성화시키는 단계; 산출된 두 상(two phases)을 40℃ 이상의 온도에서 분리하는 단계; 전 단계에서 생성된 유기 상을 과량의 산의 수용액으로 세척하는 단계 및 생성된 두 상(two phases)을 분리하는 단계.

Description

프로필렌 옥사이드 및 스티렌 공동-생산 공정에서 생성된 수성 폐기 스트림의 재평가{REVALUATION OF AQUEOUS WASTE STREAMS GENERATED IN THE PROPYLENE OXIDE AND STYRENE CO-PRODUCTION PROCESS}

본 발명은 프로필렌 옥사이드 및 스티렌 공동-생산 공정에서 생성된 수성 폐기 스트림을 재평가하는 방법에 관한 것이다. 특히, 본 명세서는 고도로 오염된 수성 스트림으로부터 유기 오염물질 부하량을 감소시키고, 상기 스트림으로부터 유기 화합물을 회수하는 방법을 개시하며, 상기 유기 화합물은 재유통되거나 또는 에너지 열병합(co-generation)에서 연료로서 사용될 수 있다.

선행 기술

프로필렌 옥사이드 및 스티렌 공동-생산 공정은 기본적으로 다음 단계에 기초한다: a) 에틸벤젠을 산소로 산화시켜 에틸벤젠 하이드로퍼옥사이드를 형성하는 단계, b) 상기 에틸벤젠 하이드로퍼옥사이드를 촉매의 존재 하에서 프로필렌과 반응시켜 프로필렌 옥사이드 및 메틸벤질 알코올을 형성하는 단계, 및 c) 메틸벤질 알코올을 탈수시켜 스티렌을 생성하는 단계.

촉매와 함께 에폭시화(epoxidation)에 사용되는 산 및 페놀 화합물이 생성되는 처음 두 단계에서, 이들을 제거하여 이들이 공정의 하류에서 방해하지 않게 하고 에폭시화 이후의 칼럼 및 반응기에서 문제를 일으키지 않게 하는 것이 필수적인데, 이러한 이유 때문에 에폭시화 배출구 스트림의 알칼리 세척(alkaline washing)을 수행하는 것이 필수적이다.

이러한 알칼리 세척은, 또한 알칼리 퍼지(alkaline purge)라고도 불리는, 유기 화합물 및 소듐이 고도로 부하된 수성 스트림을 형성하며, 이는 어떠한 사전 전처리도 없이 수-처리(water treatment)로 완전하게 보내질 수 있으며, 상기 수-처리는 유기 물질의 회수를 가능하게 한다. 알칼리 퍼지의 전형적인 조성은 4 내지 8 % 수치의 알코올 성질의 화합물, 대량의 모노프로필렌 글리콜 및 메틸벤질 알코올, 3 내지 6 % 수치의 유기 염, 대량의 소듐 벤조에이트 및 페놀레이트, 그리고 2 % 이상 함량의 수산화소듐을 포함한다.

프로필렌 옥사이드 및 스티렌의 공정에서 발생하는 폐수의 정제 처리는 주로 다음과 같은 세 가지 요인 때문에 매우 고비용이다: 높은 화학적 산소 요구량 수치(40 중량% 이상의 COD)로 변환되는 유기 물질의 높은 함량, 상기 스트림의 높은 유량(high flow), 및 마지막으로 상기 폐수가 쉽게 분해되지 않는 유기 화합물을 함유한다는 사실.

전술한 모든 것은 전체 공정에 대하여 두 가지 문제를 야기하는데, 한 가지는 소각(incineration), 높은 온도 및 압력에서 산소를 사용한 습식 산화(damp oxidation) 또는 생물학적 처리, 또는 더욱 전형적으로 이러한 세 가지 처리의 수 회의 조합으로 구성된 고 비용의 처리가 필수적이다.

다른 한편으로는, 현재 사용되는 처리가 유기 물질의 화학적 및/또는 생물학적 산화에 기초하는데, 이는 상기 물질이 회수될 수 없으며 공정에서 재사용되거나 또는 에너지 생산 공정에서 사용될 수 없음을 의미한다.

서지학적으로, 비록 산업상의 활용을 복잡하게 하는 단점을 가짐에도 불구하고 전술한 것들에 대한 대안적인 처리가 존재하는데, 예를 들면 미국 특허 US5558778A는 수성 폐기 스트림의 처리 공정을 개시하는데, 이는 염을 동결시키고 이들을 여과하고 물 증발 공정을 거치고 후속하여 유기 성분을 회수하는 단계에 의해 수행된다. 이러한 극저온 공정은 상당한 에너지 소모를 필요로 하며 높은 유량 값(high flow value)을 갖는 스트림의 처리를 위한 복잡한 설비를 포함한다.

미국 특허 US5675055A는 프로필렌 옥사이드 및 스티렌 공동-생산 플랜트에서 생성된 알칼리성 스트림의 처리 공정을 개시하는데, 이는 황산에 의한 산성화, 및 후속하여 용매에 의한 추출에 의해 수행되며, 여기서 수성 폐기물 및 경질 화합물의 사전 증발이 수행되거나 또는 수행되지 않을 수 있다. 이러한 방법에서, 실제 공정의 폐기 스트림일 수 있는 유기 스트림을 사용하여 유기 물질의 분리를 촉진하는 것이 필수적이다. 공정에 대한 지식에 통해서, 상기 스트림을 스티렌 정제 칼럼 침전물로부터 수득될 수 있는 스트림으로서 확인할 수 있으며, 상기 스트림은 높은 분자량의 방향족 생성물을 포함하며, 이들 중 일부는 스티렌의 전구체로 알려져 있으며, 이는 황산과 접촉하여 검(gum) 형태로 중합체의 형성을 야기하며, 인산과 같은 더욱 약한 산(milder acid)의 사용은 이러한 검의 형성을 회피할 수 없다.

국제 출원 WO0132561A1는 알칼리성 수성 스트림이 연속적인 증발을 거쳐 최종적으로 정제된 물을 수득하는 공정을 개시하며, 이러한 방법에서 물의 매우 높은 유량의 증발이 필수적이며 이는 많은 에너지 소모 및 고 용량 증류 칼럼의 설치에 대한 필요성을 요구한다. 다른 한편 그리고 더욱 최근에, 국제 출원 WO2006104222A1는 쿠밀 하이드로퍼옥사이드에 의한 프로필렌의 에폭시화 공정에 적용되며 또한 SM/PO 공정에 대해서도 적용할 수 있는 공정을 개시하며, 이는 또한 후속 처리를 촉진하는 수성 상의 생성을 위한 증발에 기초한다.

발명의 설명

본 발명은 높은 오염물질 부하량을 갖는 수성 폐기 스트림을 화학적 산소 요구량(COD)의 수치에서 환원시킴으로써, 프로필렌 옥사이드, 스티렌 및 유도체(SM/PO)의 공동-생산 플랜트로부터 수성 폐기 스트림을 회수하기 위하여 유용하며, 회수된 유기 물질을 사용하여 이들의 산업상 재사용 가능성을 증가시키고 상태계의 균형을 유지하기에 유용한 수단을 제공한다.

현재, SM/PO의 공동-생산 공정에서 생성되는 알칼리 퍼지는 일반적으로 유기 물질이 파괴되는 처리를 거치게 된다. 높은 유기 물질 함량은 높은 온도에서 산소를 사용하는 습식 공기 산화 또는 소각과 같은 매우 강력한 처리 방법의 사용이 필수적이 되도록 한다. 본 발명의 처리는 당해 기술 분야에서 현재 공지된 방법에 비하여 다음과 같은 장점을 갖는다:

1.- 더 적은 COD 함량을 갖는 수성 스트림의 생성, 이는 상기 스트림이 습식 공기 산화 단계 또는 소각 단계의 필요 없이 직접 생물학적 처리단계로 보내질 수 있거나, 또는 예를 들면 고도 산화(advanced oxidation)와 같은 더 온화한(milder) 기술에 의해 처리될 수 있도록 한다.

2.- 유기 물질의 회수, 이는 필연적인 부가 비용이 수반되는 처리단계로 보내지는 대신에, 연료로서 사용될 수 있는데 이에 따라 종래 연료의 소비를 절약한다. 또한 상기 유기 물질을 메틸벤질 알코올 또는 모노프로필렌 글리콜과 같은 생성물을 회수하는 실제적인 공정에 재투입할 수도 있다.

3.- 몰리브덴 회수 가능성, 이는 유기 염이 풍부한 알칼리성 스트림에서는 불가능하지만 낮은 유기 함량을 갖는 산성 스트림에서는 가능하다.

다른 한편, 상기 스트림의 증류 또는 극저온 처리를 수행하기 위하여 본 발명의 방법을 사용하는 것이 필수적인 것은 아니다. 본 발명의 방법에서, 수성 스트림은 산성화, 경사분리에 의한 분리, 유기 상의 세척 및 경사분리에 의한 추가 분리의 연속적인 단계를 거치게 되며, 이러한 작업의 전반적인 결과는 증류 또는 극저온 처리보다 더욱 바람직하게 효과적이다.

더욱이, 추출 및 유기 용매를 사용하는 공정과 비교하여, 본 발명은 용매로서 사용되는 생성물이 중질 방향족 화합물(heavy aromatic compound)이 풍부한 스티렌 정제 칼럼 침전물에 의해 수득되는 스트림인 경우, 어떠한 추가 유기 용매도 첨가되지 않으며, 이러한 방식으로, 상 분리 공정에서 문제를 일으키는 여과 불가능한 검 형태로 중합화하는 스티렌 중합체의 형성을 회피하는 장점을 갖는다.

SM/PO 플랜트에서 생성된 수성 스트림으로부터 폐수를 처리하기 위한 본 발명의 방법은 수성 상의 유기 부분의 제거를 위한 산 처리를 포함한다. 적절한 조건 하에서 수행되는 이러한 처리는 다음과 같은 두 상의 분리를 유발한다: 더 적은 유기 함량을 갖는 수성 상 및 유기 상. 분리 공정이 온도에 크게 영향을 받는다는 것이 검증되었으며, 우수한 상 분리를 달성하기 위하여 온도 조건을 결정하는 것이 필수적이며, 발생할 수 있는 가능한 손실 및 처리에서 재사용 될 용매에 대한 필요성 두 가지 때문에 공정의 장점을 감소시키는 유기 용매의 도입은 필수적이지 않다.

그러므로, 본 발명의 첫 번째 관점은 높은 소듐 및 유기 화합물 함량을 갖는 수성 폐기 스트림의 처리 방법에 관한 것이다. "높은 유기 화합물 함량(High organic compound content)"은 40 중량% 이상의 화학적 산소 요구량 값을 갖는 스트림을 의미하는 것으로 이해된다. 이러한 폐기 스트림은 SM/PO 공동-생산 플랜트에서 에틸벤젠 하이드로퍼옥사이드를 사용한 프로필렌의 에폭시화로부터 산출되는 생성물의 세척 공정으로부터 나온다(이러한 수성 스트림은 또한 "알칼리 퍼지"라 불린다). 처리는 다음 단계를 포함한다:

a) 수성 스트림을 무기산으로, 4.5 미만의 pH에서, 바람직하게는 40 ℃ 이상의 온도, 더욱 바람직하게는 50 ℃ 이상의 온도에서 산성화시키는 단계. 이러한 산성화 처리에서, 수성 상과 유기 상의 두 가지 상이 생성됨;

b) 단계 (a)에서 형성된 두 가지 상, 즉 수성 상과 유기 상을, 40 ℃ 이상의 온도, 더욱 바람직하게는 50 ℃ 이상의 온도에서 분리하는 단계. 이러한 분리는 바람직하게는 디캔터(decanter) 내에서 수행된다. 이러한 분리 단계 이후, COD 감소가 30 내지 70 %, 더욱 바람직하게는 40 내지 55 %인 수성 상, 및 상기 수성 상으로부터 일부의 물과 소듐을 끌고 가는 유기 스트림이 생성되며; 유기 상의 물 함량은 15 내지 25 중량%, 더욱 바람직하게는 20 내지 22 %이다. 다른 한편으로는, 유기 상 내 소듐 함량은 3000 내지 10000 ppm, 더욱 바람직하게는 5000 내지 7000 ppm의 값을 갖는다.

c) 단계 (b)에서 분리된 유기 상을 산성 수용액으로 세척하는 단계. 유기 상을 세척하면, 수성 상이 다시 생성되나, 물에 다시 용해되는 유기 성분은 최소이다. 수성 상은 훨씬 더 적은 유기 함량을 가지며 이러한 이유에서, 소모적인 산화, 습식 공기-유형 산화 또는 소각을 수행할 필요 없이 예를 들면 직접적인 생물학적 처리 또는 고도 산화에 의한 처리와 같은 덜 고비용인 대안들이 고려될 수 있다. 단계 (c)의 세척 과정에서 생성된 수성 상을, 그 후속 처리를 위하여, 단계 (b)의 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켜, 처리의 전체 COD의 제거가, 두 단계 모두를 고려하여, 26 내지 66 %, 더욱 바람직하게는 36 내지 51 %가 되도록 하는 것이 가능하다.

d) 단계 (c)에서 생성된 유기 상을 분리하는 단계, 바람직하게는 이러한 분리는 디캔터에 의해 수행되며, 이러한 상의 용도는 메틸벤질 알코올 및 모노프로필렌 글리콜을 회수하기 위하여 공정으로 재투입되거나 또는 더욱 바람직하게는 에너지 열병합 보일러에서 연료로서 사용되는 것이다.

다른 한편으로는, 본 발명을 통하여, 예를 들면 이온 교환 수지의 사용과 같은 당해 기술 분야의 통상의 기술자에게 공지된 임의 방법에 의하여, 단계 (b)에서 분리된 수성 상으로부터 몰리브덴을 회수할 수 있는 가능성이 존재하며, 이는 유기 화합물이 풍부한 알칼리성 스트림에서는 불가능하지만, 상기 화합물의 낮은 함량을 갖는 산성 스트림에서는 가능하다. 이러한 방식으로, 수성 상이 낮은 유기 화합물 함량을 가지면서 유지되기 때문에, SM/PO의 공동-생산에서 촉매로 사용되는 몰리브덴의 회수가 가능하며, 이는 알칼리 퍼지에서는 불가능한데 왜냐하면 중성 유기 화합물과 소듐 염 둘 모두가 간섭하기 때문이다.

단계 (d)에서 생성된 유기 물질은 처리로 보내지는 대신에 열병합(co-generation) 공정에서 연료로서 사용될 수 있는데, 이는 다음과 같은 두 가지 유형의 절약을 갖는데: 한 가지는 이러한 유기 물질은 처리될 필요가 없으며, 다른 한 가지는 SM/PO 공동-생산 공정에서 연료로서 상기 유기 물질의 재사용은 상기 공정에서 요구되는 종래 연료의 양을 감소시킨다는 점이다.

단계 (b)에서 생성된 유기 물질의 조성은 연료로서 상기 물질의 즉각적인 사용을 가능하게 하는 것은 아닌데, 왜냐하면 높은 염 및 물 함량을 갖기 때문이며, 그러나 산성 수용액을 사용한 이러한 유기 상의 세척은 단계 (d)에서 생성된 유기 상이 낮은 소듐 및 물 함량으로 유지되도록 하며 이는 연료로서 직접적으로 사용될 수 있다. 세척 용액은 유기 물질이 수성 상 쪽으로 새롭게 추출되는 것을 최소화하기 위하여 산성 용액이어야 하는 것이 중요하며, 비록 유기산 또는 무기산의 사용이 가능할지라도, 수성 상의 유기물 양을 최소화하기 위한 목적에서, 무기 산의 사용이 바람직하며, 더욱 바람직하게는 황산의 사용인데, 왜냐하면 이는 처리의 첫 단계에서 사용된 산과 동일한 산이기 때문이다. 사용될 물/유기 상 비율은 1/2 내지 3/1, 더욱 바람직하게는 1/1 내지 2/1일 수 있다. 사용되는 산성 용액은 3 내지 6 중량%, 더욱 바람직하게는 4.5 내지 5.5 중량%의 과량의 산을 가져야만 한다.

단계 (b)에서 생성된 유기 상은 15 내지 25 중량%, 더욱 바람직하게는 20 내지 22 중량%의 물 함량, 및 3000 내지 10000 ppm, 더욱 바람직하게는 5000 내지 7000 ppm의 소듐 함량을 가질 수 있다. 소듐 함량이 단계 (a) 이후 단계 (b)에서의 폐수에 의존한다는 것을 고려하면, 물 함량을 감소시키는 것이 전적으로 필수적이며, 이러한 이유에서, 산성 수용액을 사용하는 추출이 선택되었으며 이는 유기 상으로부터 수성 상으로 다시 이동하는 유기 물질의 양을 최소화한다. 비록 이러한 단계를 수행하기에 가장 적합하다고 보이는 방법이 추출 칼럼 향류(counter flow)에서의 세척을 통하여 이루어지나, 세척 스트림의 더 적은 소모, 및 그에 따른 수성 상에 다시 용해되는 유기물의 더 적은 양을 고려하면, 이러한 시스템은 비효율적이며, 놀랍게도 산성 용액을 사용하는 통상적인 세척은 80 내지 95 %, 더욱 바람직하게는 90 내지 95 %의 소듐의 추출 값을 산출하며, 수성 상에 용해된 유기 부하량은 단지 COD의 효능을 1 내지 5 %, 더욱 바람직하게는 2 내지 3 % 감소시킨다는 것이 입증되었다. 이러한 방식으로, 세척 이후에 수득되는 유기 상은 1000 ppm 미만, 더욱 바람직하게는 500 ppm 미만의 소듐 함량을 갖는다.

본 발명의 두 번째 관점은 본 발명의 방법에 의해 생성될 수 있는 유기 물질에 관한 것이다. 이러한 유기 물질은 산성 특성의 화합물 및 알코올로 주로 구성되며, 산성 특성의 주된 성분은 벤조산 및 페놀이며, 주된 알코올 성분은 모노프로필렌 글리콜이다. 소수 성분으로서, 약산(light acid)(아세트산 및 프로피온산) 및 메틸벤질 알코올이 있을 수 있다. 이러한 스트림의 조성을 고려하면, 그 용도는 고가의 화합물, 주로 모노프로필렌 글리콜 및 메틸벤질 알코올의 회수를 위한 공정의 임의 단계로 재투입될 수 있도록 변할 수 있다.

산 생성물의 공정으로의 재투입을 회피하기 위한 더욱 바람직한 사용은 이러한 유기 물질을 에너지 열병합 보일러에서 연료로 사용하는 것이다. 이러한 사용은 이러한 유기 물질을 재사용함으로써, 전반적인 공정의 조건에 따라 생성되는 유기 물질의 유량에 의존하여, 종래 연료의 소비를 5 % 내지 20 %, 더욱 바람직하게는 5 % 내지 10 % 감소시키는 것을 가능하게 한다.

그러므로 본 발명의 또 다른 관점은 연료, 더욱 바람직하게는 에너지 열병합 보일러에서의 연료로서의 본 발명의 유기 물질의 용도에 관한 것이다.

상세한 설명 및 청구범위 전반에 걸쳐서, 용어 "포함" 및 그 변형은 또 다른 기술적 특징, 첨가제, 성분 및 단계를 배제하려고 의도되지 않는다. 당해 기술 분야의 통상의 기술자들에게, 본 발명의 또 다른 목적, 장점 및 특징은 본 발명의 설명 및 실시예 부분으로부터 수득될 수 있을 것이다. 이하의 실시예 및 도면은 예시적인 것으로 제시되며, 본 발명을 제한하려는 의도는 없다.

도면의 간단한 설명
도 1.- 황산(H₂SO₄)을 사용하는 연속 알칼리 퍼지 처리 설비(AlP)를 도시한다.
도 2A.- 추출 칼럼에서의 유기 상(OP)의 연속 세척을 도시한다. 여기서 H₂O(c)는 고온의 물이며, TO는 열매체유(thermal oil)이며, S는 시료 채취이며, H₂O(l)는 세척수이다. 도 2B.- 2 엑스트라 바디(2 extra bodies, 2 E.B.)를 도시한다.
도 3.- 연속 세척 다이아그램 및 후속하는 경사분리를 도시한다. 여기서 tOP는 처리된 유기 상이다.

실시예

이하에서 본 발명은 발명자에 의해 수행된 테스트에 의해 검증되며, 이는 본 발명의 방법의 효과를 개시한다.

비교 실시예가 본 발명에서 설명된 조건 이외에서 수행되었으며 최선의 결과는 본 발명을 적용하여서 달성된다는 것이 제시된다. 다른 설명이 없는 한, 모든 실시예는 에폭시화 단계로부터 배출된 스트림을 세척하여 형성되고 중량%로 표시되는 대략적으로 다음의 평균 조성을 함유하는 스트림을 사용하여 시작하였다: 물(80%), 벤즈알데히드(1.5%), 모노프로필렌 글리콜(5%), 메틸벤질 알코올(0.5%), 수산화소듐(2%), 소듐 페놀레이트(2%), 소듐 벤조에이트(2.5%), 소듐 포메이트(1.5%), 소듐 프로피오네이트(0.5%), 소듐 아세테이트(1%) 및 우리가 중질이라고 부르는 중합체 성질의 유기 화합물(3.5%). 더욱이, 이러한 수성 스트림은 이전 단계에서 촉매로서 사용된 몰리브덴을 약 0.5 %의 비율로 함유한다. 스트림의 COD 함량은 48.5 %이다.

비교 실시예 1a : 60 ℃에서 황산에 의한 알칼리 퍼지 및 칼럼 침전물의 처리

100 그램의 알칼리 퍼지와 주로 중질 방향족 유도체로 구성된 10 그램의 스티렌 정제 칼럼 침전물의 혼합물을, 최종 pH가 4에 도달할 때까지 60 ℃에서 농축 황산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 검(gum)의 형성이 관찰되었으며 이에 따라 여과를 비롯하여 후속 처리가 불가능하였다. 검의 분석에 의해 이들은 대부분 스티렌 중합체임이 밝혀졌다.

비교 실시예 1b : 25 ℃에서 황산에 의한 알칼리 퍼지 및 칼럼 침전물의 처리

비교 실시예 1의 처리를 실온에서 반복하였다. 관찰된 결과는 검의 형성이라는 정확하게 동일한 결과였으며 후속 처리는 불가능하였다.

비교 실시예 1c : 황산으로 알칼리 퍼지 처리 후 후속하여 칼럼 침전물 첨가

100 그램의 알칼리 퍼지를 최종 pH가 4에 도달할 때까지 60 ℃에서 농축 황산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 혼합물을 60 ℃에서 단열 피복된 디캔터에 넣고 30분 동안 방치하였다. 그 후 상을 분리시켜 11 그램의 유기 상(상부 상) 및 89 그램의 수성 상(하부 상)을 수득하였다. 유기 상을 분리하고 대부분 중질 방향족 화합물을 함유하는 10 그램의 칼럼 침전물과 실온에서 혼합하였으며, 그러는 중에, 검이 형성되었으며 이는 여과를 비롯하여 어떠한 방법에 의하여도 처리될 수 없었다. 검의 분석에 의해 이들은 대부분 스티렌 중합체임이 밝혀졌다.

비교 실시예 1d : 25 ℃에서 인산에 의한 알칼리 퍼지 및 칼럼 침전물의 처리

100 그램의 알칼리 퍼지와 주로 중질 방향족 화합물로 구성된 10 그램의 칼럼 침전물의 혼합물을, 최종 pH가 4에 도달할 때까지 25 ℃에서 농축 인산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 검의 형성이 관찰되었으며 이에 따라 여과를 비롯하여 후속 처리가 불가능하였다. 검의 분석에 의해 이들은 대부분 스티렌 중합체임이 밝혀졌다.

비교 실시예 2a : 25 ℃에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 처리

100 그램의 알칼리 퍼지를 최종 pH가 4에 도달할 때까지 25 ℃에서 농축 황산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 혼합물을 디캔터에 넣고 25 ℃에서 30분 동안 방치하였다. 이 시간 이후 상 분리가 관찰되지 않았으며 이들의 분리가 불가능하였다.

비교 실시예 2b : 40 ℃에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 처리

100 그램의 알칼리 퍼지를 최종 pH가 4에 도달할 때까지 40 ℃에서 농축 황산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 혼합물을 디캔터에 넣고 40 ℃에서 30분 동안 방치하였다. 이 시간 이후, 경계에서 계면을 갖는 세 가지 서로 다른 상이 관찰되었으며, 이들의 분리는 불가능하였다.

비교 실시예 2c : 25 ℃에서 황산으로 알칼리 퍼지 처리 후 후속하여 메틸-tert-부틸 에테르 첨가

비교 실시예 2a를 반복하였으며, 산성화 이후, 상 분리가 관찰될 때까지 메틸-tert-부틸 에테르를 첨가하였는데, 상 분리는 20 그램의 용매가 첨가되었을 때 일어난다.

비교 실시예 2d : 25 ℃에서 황산으로 알칼리 퍼지 처리 후 후속하여 메틸 이소부틸 케톤 첨가

비교 실시예 2a를 반복하였으며, 산성화 이후, 상 분리가 관찰될 때까지 메틸 이소부틸 케톤을 첨가하였는데, 상 분리는 20 그램이 첨가되었을 때 일어났다.

실시예 1a : 60 ℃, pH 6에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 처리.

100 그램의 알칼리 퍼지에 최종 pH가 6에 도달할 때까지 60 ℃에서 농축 황산을 첨가하였다. 산성화 이후, 혼합물을 60 ℃에서 단열 피복된 디캔터에 넣고 30분 동안 방치하였다. 이 시간 이후에, 상 분리가 관찰되지 않았다.

실시예 1b : 60 ℃, pH 5.5에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 처리.

100 그램의 알칼리 퍼지를 최종 pH가 5.5에 도달할 때까지 60 ℃에서 농축 황산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 혼합물을 60 ℃에서 단열 피복된 디캔터에 넣고 30분 동안 방치하였다. 그 후 상들이 분리되었으며 5 그램의 유기 상(상부 상) 및 95 그램의 수성 상(하부 상)을 생성하였다. 수성 상에서 유발된 COD 감소는 38 % 이었으며 생성된 유기 상은 28.24 %의 물 함량과 16775 ppm의 소듐 함량을 가졌다.

실시예 1c : 60 ℃, pH 5에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 처리.

100 그램의 알칼리 퍼지를 최종 pH가 5에 도달할 때까지 60 ℃에서 농축 황산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 혼합물을 60 ℃에서 단열 피복된 디캔터에 넣고 30분 동안 방치하였다. 그 후 상들이 분리되었으며 6.2 그램의 유기 상(상부 상) 및 93.8 그램의 수성 상(하부 상)을 생성하였다. 수성 상에서 유발된 COD 감소는 39.5 % 이었으며 생성된 유기 상은 27.45 %의 물 함량과 15245 ppm의 소듐 함량을 가졌다.

실시예 1d : 60 ℃, pH 4.5에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 처리.

100 그램의 알칼리 퍼지를 최종 pH가 4.5에 도달할 때까지 60 ℃에서 농축 황산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 혼합물을 60 ℃에서 단열 피복된 디캔터에 넣고 30분 동안 방치하였다. 그 후 상들이 분리되었으며 8.1 그램의 유기 상(상부 상) 및 93.8 그램의 수성 상(하부 상)을 생성하였다. 수성 상에서 유발된 COD 감소는 57 % 이었으며 생성된 유기 상은 24.52 %의 물 함량과 14,817 ppm의 소듐 함량을 가졌다.

실시예 1e : 60 ℃, pH 4에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 처리.

100 그램의 알칼리 퍼지를 최종 pH가 4에 도달할 때까지 60 ℃에서 농축 황산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 혼합물을 60 ℃에서 단열 피복된 디캔터에 넣고 30분 동안 방치하였다. 그 후 상들이 분리되었으며 11 그램의 유기 상(상부 상) 및 89 그램의 수성 상(하부 상)을 생성하였다. 수성 상에서 유발된 COD 감소는 63.22 % 이었으며 생성된 유기 상은 17.77 %의 물 함량과 8,765 ppm의 소듐 함량을 가졌다.

실시예 1f : 60 ℃, pH 3.5에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 처리.

100 그램의 알칼리 퍼지를 최종 pH가 3.5에 도달할 때까지 60 ℃에서 농축 황산으로 산성화시켰다. 산성화 이후, 혼합물을 60 ℃에서 단열 피복된 디캔터에 넣고 30분 동안 방치하였다. 그 후 상들이 분리되었으며 12.8 그램의 유기 상(상부 상) 및 87.2 그램의 수성 상(하부 상)을 생성하였다. 수성 상에서 유발된 COD 감소는 67.5 % 이었으며 생성된 유기 상은 15.34 %의 물 함량과 6,895 ppm의 소듐 함량을 가졌다.

실시예 2a : 4.5 내지 5의 pH에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 연속 처리.

다음 방법에 따라, 도 1에 도시된 설비를 사용하여, 앞서 설명된 알칼리 퍼지에 대한 연속 테스트를 수행하였다: 알칼리 퍼지(AlP)와 황산을 함유하는 두 탱크로부터, 상기 두 물질을 고정식 혼합기에 넣었는데, 황산에 대하여는 정량 펌프(dosage pump)를 사용하였고, 알칼리 퍼지는 중력을 이용하여 낙하시켰으며 그 유량은 밸브를 사용하여 조절하였다. 상기 혼합기의 배출구에 pH 조절기가 배치되며, 상기 pH 조절기는 배출구 pH에 따라 황산의 정량 펌프의 유량을 더 많이 또는 더 조금 개방하며, 선택된 기준 pH는 4.5이었다. 알칼리 퍼지 및 황산의 사용된 유량은 각각 90 및 7.7 kg/h이었다. 산성화된 혼합물은 60 ℃에서 디캔터로 보내졌으며, 상기 디캔터는 아래쪽 및 측면의 두 개의 배출구를 가지며: 아래쪽 배출구를 통하여 수성 상(AP)을 수집하였고, 측면 배출구를 통하여 유기 상(OP)을 수집하였다. 디캔터의 수준(level)과 그 안에서의 체류 시간은 시스템의 두 상 모두를 제거하는 두 개의 정량 펌프에 의해 조절되었다. 수성 상의 배출구에 순환(recurrent) pH 미터가 배치되는데 이것의 기능은, 0.5 pH 단위 이상의 변수가 우수하다는 것을 가정하여, 첫 번째 계측의 측정이 올바른지 여부를 확인하는 것이다.

이러한 조건에서, 분리 문제는 관찰되지 않았으며 90.5 kg/h의 수성 상(배출구에서의 평균 pH 값은 5) 및 7.2 Kg /h의 수성 상의 유량을 산출하였다. 관찰된 수성 상 내 COD 감소는 28 % 이었으며, 유기 상 내 소듐 함량은 17,800 ppm이었으며 유기 상 내 물 함량은 37.5 %이었다.

실시예 2b : 4 내지 4.5의 pH에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 연속 처리.

4.0의 조절기 내 pH의 기준값을 사용하여, 실시예 2a에서 설명된 동일한 방법을 따랐다. 처리된 수성 상의 평균 배출구 pH는 4.2이었다. 알칼리 퍼지 및 황산의 사용된 유량은 각각 90 및 7.9 kg/h이었다. 상들은 문제없이 분리되었으며 89.5 kg/h의 배출구에서의 수성 상 유량 및 8.4 kg/h의 배출구에서의 유기 상 유량을 산출하였다. 관찰된 수성 상 내 COD 감소는 33 % 이었으며, 유기 상 내 소듐 함량은 8365 ppm이었으며 유기 상 내 물 함량은 20.8 %이었다.

실시예 2c : 3.5 내지 4의 pH에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 연속 처리.

3.5의 조절기 내 pH의 기준값을 사용하여, 실시예 2a에서 설명된 동일한 방법을 따랐다. 처리된 수성 상의 평균 배출구 pH는 3.8이었다. 알칼리 퍼지 및 황산의 사용된 유량은 각각 120 및 10.7 kg/h이었다. 상들은 문제없이 분리되었으며 118.9 kg/h의 배출구에서의 수성 상 유량 및 12.5 kg/h의 배출구에서의 유기 상 유량을 산출하였다. 관찰된 수성 상 내 COD 감소는 39 % 이었으며, 유기 상 내 소듐 함량은 7315 ppm이었으며 유기 상 내 물 함량은 21.7 %이었다.

실시예 2d : 3 내지 3.5의 pH에서 황산에 의한 알칼리 퍼지의 연속 처리.

3의 조절기 내 pH의 기준값을 사용하여, 실시예 2a에서 설명된 동일한 방법을 따랐다. 처리된 수성 상의 평균 배출구 pH는 3.5이었다. 알칼리 퍼지 및 황산의 사용된 유량은 각각 90 및 8.2 kg/h이었다. 상들은 문제없이 분리되었으며 87.2 kg/h의 배출구에서의 수성 상 유량 및 10.2 kg/h의 배출구에서의 유기 상 유량을 산출하였다. 관찰된 수성 상 내 COD 감소는 42 % 이었으며, 유기 상 내 소듐 함량은 5335 ppm이었으며 유기 상 내 물 함량은 20.8 %이었다.

본 실시예에서, 두 상 모두를 분석하였으며 수득된 조성은 다음과 같다:

수성 상: 물(84%), 소듐 설페이트(8.5%), 프로필렌 글리콜(4.5%), 프로피온산(0.5%), 아세트산(0.5%), 벤조산(0.5%) 및 중질 화합물(1.5%).

유기 상: 아세트산(1.5%), 프로피온산(2%), 프로필렌 글리콜(4%), 메틸벤질 알코올(2%), 페놀(26%), 벤조산(40%), 중질 화합물(3%), 소듐 설페이트(1.5%) 및 물(20%).

비교 실시예 3 : 추출 칼럼 내에서 유기 상의 연속 세척에 대한 테스트

실시예 2d에서 생성된 유기 상을 대응하는 수용액과 혼합하고 도 2에 도시된 칼럼 내에서 처리하였는데, 상기 칼럼 내에서 60 ℃ 온도의 욕조에서 향류를 사용하여 세척을 수행하였다. 작업 방법은 도 2에 도시되며, 이하에서 요약된다: 유기 상(OP)(상부 유입구를 통하여) 및 대응하는 양의 수성 상(AP)(하부 유입구를 통하여)을 칼럼에 유입시켰으며, 유기 상은 중력에 의해 낙하하며 이러는 동안 수성 상은 그 밀도로 인하여 상승하는 경향이 있다. 이런 방식으로, 다양한 패킹을 테스트하였는데, 다양한 유기 상/수성 상 비율, 다양한 수의 바디(이는 접촉 시간을 변화시킴) 및 다양한 패킹(이것이 다양한 점도는 또한 접촉 시간에 영향을 미침)에 대하여 테스트하였다. 모든 테스트는 황산 용액을 사용하여 수행되었으며 결과는 표 1에 제시된다.

표 1: 다양한 수의 바디 및 패킹 없이 다양한 비율에 대하여 추출 칼럼에서 수행된 결과

테스트	OP/AP 비율	바디	패킹	AP	COD AP (ppm)	제거된 %Na OP
1	1.21	2	No	물	169,750	42.84
3	1.02	2	No	물	184,000	40.95
4	2.12	2	No	물	205,000	38.71
5	4.13	2	No	물	230,500	9.20
6	1.01	2	Vigreux	물	259,250	36.34
7	1.02	3	Vigreux	물	233,500	45.91
8	1.5	3	Rasching	물	324,750	59.79
9	1.09	3	Rasching	산성화된 물	295,500	65.77
10	1.02	3	Rasching	산성화된 물	362,500	59.97
11	0.92	3	Rasching	5% 과량 H₂SO₄	254,500	68.62
12	1.13	3	Rasching	물	160,000	40.33

관찰될 수 있는 바와 같이, 모든 경우에 있어서의 결과는 개선될 수 있는데, 이는 소듐 추출의 정도가 불충분하였으며, 특히, 결핍수(deficient water)가 사용될 때 우수한 결과가 얻어지지 않는다.

실시예 3a : 5 중량%의 과량의 산을 사용하여, 상 비율 1에서, 유기 상을 황산으로 세척하고 그 후 경사분리하는 불연속 테스트.

생성된 유기 상의 세척을 실시예 2d에 따라 수행하였는데, 100 그램의 유기 상을 1.20 중량%의 황산을 함유하는 100 그램의 수용액과 혼합시켰다. 혼합물을 60 ℃에서 15분 동안 교반하였고, 동일한 온도에서 단열 피복된 디캔터로 옮겼고 여기에서 30분 동안 방치하였다. 그 후, 두 상이 문제없이 분리되었다. 유기 상 내에서 소듐의 제거는 93.75 %(처리된 상에서 330 ppm의 소듐)이었고 수성 세척 상의 COD 값은 28.6 %이었다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 39 %이었다.

실시예 3b : 5 중량%의 과량의 산을 사용하여, 상 비율 0.5에서, 유기 상을 황산으로 세척하고 그 후 경사분리하는 불연속 테스트.

생성된 유기 상의 세척을 실시예 2d에 따라 수행하였는데, 100 그램의 유기 상을 2.40 중량%의 황산을 함유하는 50 그램의 수용액과 혼합시켰다. 혼합물을 60 ℃에서 15분 동안 교반하였고, 동일한 온도에서 단열 피복된 디캔터로 옮겼고 여기에서 30분 동안 방치하였다. 그 후, 두 상이 문제없이 분리되었다. 유기 상 내에서 소듐의 제거는 62.33 %(처리된 상에서 2025 ppm의 소듐)이었고 수성 세척 상의 COD 값은 36.1 %이었다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 41 %이었다.

실시예 3c : 5 중량%의 과량의 산을 사용하여, 상 비율 0.25에서, 유기 상을 황산으로 세척하고 그 후 경사분리하는 불연속 테스트.

생성된 유기 상의 세척을 실시예 2d에 따라 수행하였는데, 100 그램의 유기 상을 4.80 중량%의 황산을 함유하는 25 그램의 수용액과 혼합시켰다. 혼합물을 60 ℃에서 15분 동안 교반하였고, 동일한 온도에서 단열 피복된 디캔터로 옮겼고 여기에서 30분 동안 방치하였다. 그 후, 두 상이 문제없이 분리되었다. 유기 상 내에서 소듐의 제거는 47.01 %(처리된 상에서 2825 ppm의 소듐)이었고 수성 세척 상의 COD 값은 42 %이었다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 41.5 %이었다.

실시예 3d : 0.7 중량%의 과량의 산을 사용하여, 상 비율 1에서, 유기 상을 황산으로 세척하고 그 후 경사분리하는 불연속 테스트.

생성된 유기 상의 세척을 실시예 2d에 따라 수행하였는데, 100 그램의 유기 상을 1.14 중량%의 황산을 함유하는 100 그램의 수용액과 혼합시켰다. 혼합물을 60 ℃에서 15분 동안 교반하였고, 동일한 온도에서 단열 피복된 디캔터로 옮겼고 여기에서 30분 동안 방치하였다. 그 후, 두 상이 문제없이 분리되었다. 유기 상 내에서 소듐의 제거는 87.67 %(처리된 상에서 650 ppm의 소듐)이었고 수성 세척 상의 COD 값은 24.4 %이었다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 40 %이었다.

실시예 3e : 3.1 중량%의 과량의 산을 사용하여, 상 비율 1에서, 유기 상을 황산으로 세척하고 그 후 경사분리하는 불연속 테스트.

생성된 유기 상의 세척을 실시예 2d에 따라 수행하였는데, 100 그램의 유기 상을 1.17 중량%의 황산을 함유하는 100 그램의 수용액과 혼합시켰다. 혼합물을 60 ℃에서 15분 동안 교반하였고, 동일한 온도에서 단열 피복된 디캔터로 옮겼고 여기에서 30분 동안 방치하였다. 그 후, 두 상이 문제없이 분리되었다. 유기 상 내에서 소듐의 제거는 88.12 %(처리된 상에서 630 ppm의 소듐)이었고 수성 세척 상의 COD 값은 22.1 %이었다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 40.3 %이었다.

실시예 3f : 5.6 중량%의 과량의 산을 사용하여, 상 비율 1에서, 유기 상을 황산으로 세척하고 그 후 경사분리하는 불연속 테스트.

생성된 유기 상의 세척을 실시예 2d에 따라 수행하였는데, 100 그램의 유기 상을 1.22 중량%의 황산을 함유하는 100 그램의 수용액과 혼합시켰다. 혼합물을 60 ℃에서 15분 동안 교반하였고, 동일한 온도에서 단열 피복된 디캔터로 옮겼고 여기에서 30분 동안 방치하였다. 그 후, 두 상이 문제없이 분리되었다. 유기 상 내에서 소듐의 제거는 89.5 %(처리된 상에서 600 ppm의 소듐)이었고 수성 세척 상의 COD 값은 22.1 %이었다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 40 %이었다.

실시예 4a : 상 비율 1.7, 5 %의 과량의 황산을 사용하여 유기 상을 연속 세척하고 그 후 경사분리하는 테스트.

사용된 세척 과정은 도 3에 도시되며 방법은 아래에서 설명된다: 실시예 2d에서 설명된 방법을 따라 생성된 0.5 Kg의 유기 상(OP)과 0.70 중량%의 황산을 함유하는 0.85 Kg의 수용액(H₂O/H₂SO₄)을 유입시켰다. 60 ℃에서 20분 동안 교반하였으며 그 후 아래쪽 밸브를 개방하고, 그와 동시에 유기 상(유량 1.5 Kg/h) 및 황산 수용액(유량 2.55 Kg/h)의 연속적인 첨가가 시작되었다. 반응기(R) 이후, 혼합물은 디캔터(D)로 운송되고 여기서 측면 배출구를 통하여 수성 상(AP)이 배출되고 아래쪽 배출구를 통하여 처리된 유기 상(tOP)이 배출된다. 체류 시간이 약 20분이 되도록 두 배출구의 밸브를 조절하였다. 이러한 방식으로, 다음 특징을 갖는 두 상이 수득되었다: 유기 상에서 97 %의 소듐 제거(처리된 유기 상 내 160 ppm의 소듐)가 달성되었으며, 수성 상은 17.6 %의 COD 값을 가졌다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 38.7 %이었다.

실시예 4b : 상 비율 1.4, 5 %의 과량의 황산을 사용하여 유기 상을 연속 세척하고 그 후 경사분리하는 테스트.

상 사이의 비율을 변화시키면서 실시예 4a에서 설명되고 사용된 방법을 사용하였다. 반응기로 유입되는 상의 초기 양은 실시예 2d에서 설명된 방법에 따라 생성된 유기 상 0.5 Kg과 0.85 중량%의 황상 함량을 갖는 수용액 0.7 Kg이었다. 밸브를 개방한 후, 두 스트림의 유입이 시작되었는데 유기 상 및 수성 상의 유량은 각각 1.5 및 2.1 Kg/hour이었다. 경사분리 이후 다음 특징을 갖는 두 상이 수득되었다: 유기 상에서 91 %의 소듐 제거(처리된 유기 상 내 480 ppm의 소듐)가 달성되었으며, 수성 상은 23.1 %의 COD 값을 가졌다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 38.2 %이었다.

실시예 4c : 상 비율 1, 5 %의 과량의 황산을 사용하여 유기 상을 연속 세척하고 그 후 경사분리하는 테스트.

상 사이의 비율을 변화시키면서 실시예 4a에서 설명되고 사용된 방법을 사용하였다. 반응기로 유입되는 상의 초기 양은 실시예 2d에서 설명된 방법에 따라 생성된 유기 상 0.5 Kg과 1.20 중량%의 황상 함량을 갖는 수용액 0.5 Kg이었다. 밸브를 개방한 후, 두 스트림의 유입이 시작되었는데 유기 상 및 수성 상의 유량은 각각 1.5 및 1.5 Kg/hour이었다. 경사분리 이후 다음 특징을 갖는 두 상이 수득되었다: 유기 상에서 79 %의 소듐 제거(처리된 유기 상 내 1120 ppm의 소듐)가 달성되었으며, 수성 상은 22.5 %의 COD 값을 가졌다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 40 %이었다.

실시예 4d : 상 비율 0.7, 5 %의 과량의 황산을 사용하여 유기 상을 연속 세척하고 그 후 경사분리하는 테스트.

상 사이의 비율을 변화시키면서 실시예 4a에서 설명되고 사용된 방법을 사용하였다. 반응기로 유입되는 상의 초기 양은 실시예 2d에서 설명된 방법에 따라 생성된 유기 상 0.5 Kg과 1.7 중량%의 황상 함량을 갖는 수용액 0.35 Kg이었다. 밸브를 개방한 후, 두 스트림의 유입이 시작되었는데 유기 상 및 수성 상의 유량은 각각 1.5 및 1 Kg/hour이었다. 경사분리 이후 다음 특징을 갖는 두 상이 수득되었다: 유기 상에서 74 %의 소듐 제거(처리된 유기 상 내 1385 ppm의 소듐)가 달성되었으며, 수성 상은 26.7 %의 COD 값을 가졌다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 41 %이었다.

실시예 4e : 상 비율 0.5, 5 %의 과량의 황산을 사용하여 유기 상을 연속 세척하고 그 후 경사분리하는 테스트.

상 사이의 비율을 변화시키면서 실시예 4a에서 설명되고 사용된 방법을 사용하였다. 반응기로 유입되는 상의 초기 양은 실시예 2d에서 설명된 방법에 따라 생성된 유기 상 0.5 Kg과 2.4 중량%의 황상 함량을 갖는 수용액 0.25 Kg이었다. 밸브를 개방한 후, 두 스트림의 유입이 시작되었는데 유기 상 및 수성 상의 유량은 각각 1.5 및 0.75 Kg/hour이었다. 경사분리 이후 다음 특징을 갖는 두 상이 수득되었다: 유기 상에서 65 %의 소듐 제거(처리된 유기 상 내 1865 ppm의 소듐)가 달성되었으며, 수성 상은 26.7 %의 COD 값을 가졌다. 이러한 수성 상을 알칼리 퍼지의 산 처리에서 생성된 수성 상과 혼합시켰으며 그 결과 전체적인 처리에서 COD 제거 효율은 41.9 %이었다.

Claims

프로필렌 옥사이드/스티렌 생산 공정으로부터 나오는, 높은 유기 물질 함량을 갖는 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법에 있어서, 상기 방법은
a. 상기 알칼리성 수성 스트림을 4.5 미만의 pH에서 무기산으로 산성화시키는 단계;
b. 단계 (a)에서 산출된 두 상(two phases)을 40℃ 이상의 온도에서 분리하는 단계;
c. 단계 (b)에서 생성된 유기 상을, 상기 유기 상 내에 존재하는 소듐에 대응하는 화학량론적 양에 대하여 과량의 산을 사용하여, 산성 수용액으로 세척하는 단계; 및
d. 단계 (c)에서 생성된 두 상(two phases)을 분리하는 단계;
를 포함하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 1에 있어서, 단계 (c)의 산성화는 황산에 의해 수행됨을 특징으로 하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 1 또는 청구항 2에 있어서, 단계 (b)에서 상(phases)의 분리는 50℃ 이상의 온도에서 수행됨을 특징으로 하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 1 내지 청구항 3 중 어느 한 항에 있어서, 단계 (b) 및/또는 (d)에서 상의 분리는 경사분리(decantation)에 의해 수행됨을 특징으로 하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 1 내지 청구항 4 중 어느 한 항에 있어서, 단계 (c)에서 산은 무기산임을 특징으로 하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 5에 있어서, 무기산은 황산임을 특징으로 하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 1 내지 청구항 6 중 어느 한 항에 있어서, 단계 (c)에서 유기 상/수성 상 비율은 1/2 내지 3/1 임을 특징으로 하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 7에 있어서, 유기 상/수성 상 비율은 1/1 내지 2/1 임을 특징으로 하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 1 내지 청구항 8 중 어느 한 항에 있어서, 단계 (c)에서 과량의 산은 3 내지 6 중량%임을 특징으로 하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 9에 있어서, 과량의 산은 4.5 내지 5.5 중량%임을 특징으로 하는, 알칼리성 수성 스트림을 처리하는 방법.
청구항 1 내지 청구항 10 중 어느 한 항에 따르는 방법에 의해 수득될 수 있는 유기 물질.
청구항 11에 있어서, 1000 ppm 미만의 소듐 함량을 가짐을 특징으로 하는, 유기 물질.
청구항 12에 있어서, 500 ppm 미만의 소듐 함량을 가짐을 특징으로 하는, 유기 물질.
청구항 11 내지 청구항 13 중 어느 한 항에 따르는 유기 물질의 연료로서의 용도.
청구항 14에 있어서, 에너지 열병합 보일러(energy co-generation boilers)를 위한 유기 물질의 용도.