MX2007002412A

MX2007002412A - Oxidacion en fase liquida optimizada.

Info

Publication number: MX2007002412A
Application number: MX2007002412A
Authority: MX
Inventors: Alan George Wonders; Gino Georges Lavoie; Charles Edwan Summer Jr
Original assignee: Eastman Chem Co
Priority date: 2004-09-02
Filing date: 2005-08-29
Publication date: 2007-04-23
Also published as: PL1786753T3; JP2008511665A; WO2006028874A2; EP1786753B1; KR20070054689A; CA2578362A1; KR101267704B1; WO2006028874A3; ES2551479T3; CN101010278A; CN101010278B; PT1786753E; EP1786753A2; BRPI0514787A

Abstract

Se divulga un proceso y aparato optimizados para llevar a cabo mas eficiente y economicamente la oxidacion en fase liquida de un compuesto oxidable. Tal oxidacion en fase liquida se lleva a cabo en un reactor de columna de burbujeo que proporciona una reaccion altamente eficiente a temperaturas relativamente bajas. Cuando el compuesto oxidado es para-xileno y el producto de la reaccion de oxidacion es acido tereftalico crudo (CTA), tal producto de CTA se puede purificar y separar mediante tecnicas mas economicas que las que podrian ser empleadas si el CTA se formara por un proceso de oxidacion de alta temperatura convencional.

Description

- OXIDACIÓN EN FASE LIQUIDA OPTIMIZADA CAMPO DE LA INVENCIÓN Esta invención se relaciona generalmente a un i proceso para la oxidación catalítica, en fase liquida de un 5 compuesto aromático. Un aspecto de la invención se relaciona a la oxidación parcial de un compuesto aromático de dialquilo (por ejemplo, para-xileno) para producir un ácido dicarboxilico aromático crudo (por ejemplo, ácido tereftálico crudo) , que después se puede someter a la purificación y 10 separación. Otro aspecto de la invención se relaciona a un reactor de columna de burbujeo mejorado que proporciona un proceso de oxidación en fase liquida más efectivo y económico . ANTECEDENTES DE LA INVENCIÓN 15 Las reacciones de oxidación en fase liquida se emplean en una variedad de procesos comerciales existentes. Por ejemplo, la oxidación en fase liquida actualmente se utiliza para la oxidación de aldehidos a ácidos (por ejemplo, propionaldehido a ácido propiónico) , la oxidación de 20 ciciohexano a ácido adipico, y la oxidación de aromáticos de alquilo a alcoholes, ácidos o diácidos. Un proceso de oxidación comercial particularmente significante en la última categoría (oxidación de aromáticos de alquilo) es la oxidación parcial catalítica en fase liquida del para-xileno 25 a ácido tereftálico. El ácido tereftálico es un compuesto importante con una variedad de aplicaciones. El uso primario del ácido tereftálico es como un material de alimentación en la producción de polietilentereftalato (PET). El PET es un plástico bien conocido utilizado en grandes cantidades alrededor del mundo para hacer productos tales como botellas, fibras y envasado o empaquetamiento. En un proceso de oxidación en fase liquida tipico, que incluye la oxidación parcial del para-xileno a ácido tereftálico, una corriente de alimentación en fase liquida y I una corriente de oxidante en fase de gas se introducen en un reactor y forman un medio de reacción de fases múltiples en el reactor. La corriente de alimentación en fase liquida introducida en el reactor contiene por lo menos un compuesto orgánico oxidable (por ejemplo, para-xileno) , mientras que la corriente de oxidante en fase de gas contiene ' oxigeno molecular. Por lo menos una porción del oxigeno molecular introducido en el reactor como un gas se disuelve en la fase liquida del medio de reacción para proporcionar disponibilidad de oxigeno para la reacción en fase liquida. Si la fase liquida del medio de reacción de fases múltiples contiene una concentración insuficiente de oxigeno molecular (es decir, si ciertas porciones del medio de reacción son "subalimentadas de oxigeno"), las reacciones secundarias indeseables pueden generar impurezas y/o las reacciones propuestas se pueden retardar en la velocidad. Si la fase liquida del medio de reacción contiene muy poco del compuesto oxidable, la velocidad de reacción puede ser indeseablemente lenta. Además, si la fase liquida del medio de reacción contiene una concentración en exceso del compuesto oxidable, las reacciones secundarias indeseables adicionales, pueden generar impurezas. Los reactores de oxidación en fase liquida convencionales están equipados con medios de agitación para mezclar el medio de reacción de fases múltiples contenido en los mismos. La agitación del medio de reacción se suministra en un esfuerzo para promover la disolución de oxigeno molecular en la fase liquida del medio de reacción, mantiene concentraciones relativamente uniformes de oxigeno disuelto en la fase liquida del medio de reacción, y mantiene concentraciones relativamente uniformes del compuesto orgánico oxidable en la fase liquida del medio de reacción. La agitación del medio de reacción que se somete a la oxidación en fase liquida frecuentemente se proporciona por medios de agitación mecánica en recipientes tales como, por ejemplo, reactores de tanque agitado continuo (CSTRs). Aunque los CSTRs pueden proporcionar mezclado completo del medio de reacción, los CSTRs tienen un número de desventajas. Por ejemplo, los CSTRs tienen un costo de capital relativamente alto debido a su requerimiento por motores costosos, cojinetes sellados en fluido y árboles propulsores, y/o mecanismos de agitación complejos. Además, los componentes mecánicos de rotación y/u oscilación de los CSTRs convencionales requieren mantenimiento regular. El tiempo de trabajo y paro asociado con tal mantenimiento se adiciona al costo de operación de los CSTRs. Sin embargo, aún con mantenimiento regular, los sistemas de agitación mecánicos empleados en los CSTRs están propensos a la falla mecánica y pueden requerir reemplazo durante periodos relativamente cortos de tiempo. Los reactores de columna de burbujeo proporcionan una alternativa atractiva a los CSTRs y otros reactores de oxidación mecánicamente agitados. Los reactores de columna de burbujeo proporcionan agitación del medio de reacción sin el requerimiento de equipo mecánico costoso y no confiable. Los reactores de columna de burbujeo típicamente incluyen una zona de reacción vertical alargada dentro de la cual el medio de reacción está contenido. La agitación del medio de reacción en la zona de reacción se proporciona principalmente por la flotación natural de las burbujas de gas que se elevan a través de la fase liquida del medio de reacción. Esta agitación de flotación natural proporcionada en los reactores de columna de burbujeo reduce los costos de capital y mantenimiento con relación a los reactores mecánicamente agitados. Además, la ausencia sustancial de partes mecánicas movibles asociadas . con los reactores de columna de burbujeo proporciona un sistema de oxidación que está menos propenso a la falla mecánica que los reactores mecánicamente agitados. Cuando la oxidación parcial en fase liquida del para-xileno se' lleva a cabo en un reactor de oxidación convencional (CSTR o columna de burbujeo), el producto retirado del reactor es típicamente una suspensión que comprende ácido tereftálico crudo (CTA) y un licor madre. El CTA contiene niveles relativamente altos de impurezas (por ejemplo, 4-carboxibenzaldehido, ácido para—toluico, fluorenonas, y otros cuerpos de color) que lo vuelven inadecuado como un material de alimentación para la producción de PET. Asi, el CTA producido en reactores de oxidación convencionales típicamente se somete a uní proceso de purificación que convierte el CTA en ácido tereftálico purificado (PTA) adecuado para hacer PET. Un proceso de purificación típico para convertir el CTA a PTA incluye las siguientes etapas: (1) reemplazar el licor madre de la suspensión que contiene CTA con agua, (2) calentar la suspensión de CTA/agua para disolver el CTA en agua, (3) hidrogenar catalíticamente la solución de CTA/agua para convertir las impurezas a compuestos más deseables y/o fácilmente separables, (4) precipitar el PTA resultante de la solución hidrogenada por la via de múltiples etapas de cristalización, y (5) separar el PTA cristalizado de los líquidos restantes. Aunque efectivo, este tipo de proceso de purificación convencional puede ser muy costoso. Los factores individuales que contribuyen al alto costo de los métodos de purificación de CTA convencionales incluyen, por ejemplo, la energia térmica requerida para promover la disolución, del CTA en agua, el catalizador requerido para la hidrogenación, la corriente de hidrógeno requerida para la hidrogenasión, la pérdida de rendimiento causada por la hidrogenación de algo de ácido Xereftálico y los recipientes múltiples requeridos para la cristalización de etapas múltiples. Asi, seria deseable proporcionar un producto de CTA que pudiera ser purificado sin requerir disolución promovida por calor en agua, hidrogenación y/o cristalización de etapas múltiples. OBJETIVOS DE LA INVENCIÓN Es, por lo tanto, un objetivo de la presente invención proporcionar un reactor y proceso de oxidación en fase liquida más efectivos y económicos. Otro objetivo de la invención es proporcionar un reactor y proceso más efectivos y económicos para la oxidación parcial catalítica en fase liquida de para-xileno a ácido tereftálico. Todavía otro objetivo de la invención es I proporcionar un reactor de columna de burbujeo que' facilita las reacciones de oxidación en fase liquida mejoradas con formación reducida de impurezas. Todavía otro objetivo de la invención es proporcionar un sistema más efectivo y económico para producir ácido tereftálico puro (PTA) por la via, de la oxidación en fase liquida de para-xileno para producir ácido tereftálico crudo (CTA) y subsecuentemente purificar el CTA a PTA. Un objetivo adicional de la invención es proporcionar un reactor de columna de burbujeo para oxidar el para-xileno y producir un producto de CTA capaz de ser purificado sin requerir la disolución promovida por calor del CTA en agua, la hidrogenación del CTA disuelto y/o la cristalización de etapas múltiples del PTA hidrogenado. Debe ser notado que el alcance de la presente invención, como se define en las reivindicaciones adjuntas, no se limita a procesos o aparatos capaces de realizar todos los objetivos listados en lo anterior. Más bien, el alcance de la invención reclamada puede abarcar una variedad de sistemas que no realizan todos o cualquiera de los objetivos listados en lo anterior. Objetivos y ventajas adicionales de la presente invención serán fácilmente evidentes para un experto en la técnica en la revisión de la siguiente descripción detallada y los dibujos asociados. BREVE DESCRIPCIÓN DE LA INVENCIÓN Una modalidad de la presente invención se relaciona a un proceso que comprende las siguientes etapas: (a) introducir una corriente de alimentación que comprende para-xileno en una zona de reacción de un reactor de oxidación primario, en donde la .corriente de alimentación tiene una o más de las siguientes características; (i) contiene meta-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 800 partes por millón en peso del para-xileno (ppmwpx) , (ii) contiene orto-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 200 ppmwpx, (iii) contiene meta-xileno, otoxileno, etilbenceno, y tolueno, en combinación, en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 50 a aproximadamente 900 ppmwpX; y (b) oxidar por lo menos una porción del para-xileno en una fase liquida de un medio de reacción de fases múltiples contenido en la zona de reacción. Otra modalidad de la presente invención se relaciona a un proceso que comprende las siguientes etapas: (a) introducir una corriente de alimentación que comprende para-xileno en una zona de reacción de un reactor de columna de burbujeo, en donde la corriente de alimentación contiene meta-xileno en una cantidad menor que aproximadamente 800 partes por millón en peso del para-xileno (ppmwpX) , en donde la corriente de alimentación contienen orto-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 200 ppmwpX, en donde la corriente de alimentación contiene meta-xileno, orto-xileno, etilbenceno, y tolueno, en combinación, en una cantidad menor de aproximadamente 1600 ppmwpX; (b) oxidar por lo menos una porción del para-xileno en una fase liquida de un medio de reacción de tres fases contenido en la zona de reacción para formar de esta manera ácido tereftálico crudo; (c) oxidar por lo menos una porción del ácido tereftálico crudo en un reactor de oxidación secundario para formar de esta manera ácido tereftálico más puro. BREVE DESCRIPCIÓN DE LOS DIBUJOS Las modalidades preferidas de la invención se describen en detalle enseguida con referencia a las figuras de dibujos adjuntas, en donde; la FIG. 1 es una vista lateral de un reactor de oxidación construido de acuerdo con una modalidad de la presente invención, que ilustra particularmente la introducción de corrientes de alimentación, de oxidante y de reflujo en el reactor, la presencia de un medio de 'reacción de fases múltiples en el reactor, y el retiro de un gas y una suspensión de la parte superior y del fondo del reactor, respectivamente; la FIG. 2 es una vista lateral de sección agrandada del fondo -del reactor de columna de burbujeo tomada a lo largo de la linea 2-2 en la FIG. 3, que ilustra particularmente la ubicación y configuración de un tubo rociador de oxidante utilizado para introducir la corriente de oxidante en el reactor; la FIG. 3 es una vista superior del tubo rociador de oxidante de la FIG. 2, que ilustra particularmente los orificios de oxidante en la parte superior del tubo rociador de oxidante; la FIG. 4 es una vista de fondo del tubo rociador de oxidante de la FIG. 2, que ilustra particularmente los orificios de oxidante en el fondo del tubo rociador de oxidante; la FIG. 5 es una vista lateral seccional del tubo rociador de oxidante tomada a lo largo de la linea 5-5 en la FIG. 3, que ilustra particularmente la orientación de los orificios de oxidante en la parte superior y el fondo del tubo rociador de oxidante; ' la FIG. 6 es una vista lateral agrandada de la porción de fondo del reactor de columna de burbujeo, que ilustra particularmente un sistema para introducir la corriente de alimentación en el reactor en ubicaciones verticalmente espaciadas, múltiples; la FIG. 7 es una vista superior seccional tomada a lo largo de la linea 7-7 en la FIG. 6, que ilustra particularmente como el sistema de introducción de alimentación mostrado en la FIG. 6 distribuye la corriente de alimentación en una zona de alimentación radial preferida (FZ) y más de un cuadrante azimutal (Qi, Q2, Q3, Q4) ; la FIG. 8 es una vista superior seccional similar a II la FIG. 7, pero que ilustra un medio alternativo para descargar la corriente de alimentación en el reactor utilizando tubos de bayoneta cada uno que tiene un'a pluralidad de orificios de alimentación pequeños; la FIG. 9 es una vista isométrica de un sistema alternativo para introducir la corriente de alimentación en la zona de reacción en ubicaciones verticalmente espaciadas múltiples sin requerir penetraciones del recipiente múltiples, que ilustra particularmente que el sistema de distribución de alimentación puede ser por lo menos parcialmente soportado sobre el tubo rociador de oxidante; la FIG. 10 es una vista lateral del sistema de distribución de alimentación de una sola penetración y el tubo rociador de oxidante ilustrado en la FIG. 9; la FIG. 11 es una vista superior seccional 'tomada a lo largo de la linea 11-11 en la FIG. 10 y que ilustra adicionalmente el sistema de distribución de alimentación de una sola penetración soportado sobre el tubo rociador de oxidante; la FIG: 12 es una vista isométrica de un tubo ' rociador de oxidante alternativo que tiene todos los orificios de oxidante localizados en el fondo del miembro de anillo; la FIG. 13 es una vista superior del tubo rociador de oxidante alternativo de la FIG. 12; la FIG. 14 es una vista de fondo del tubo rociador de oxidante alternativo de la FIG. 12, que ilustra particularmente la ubicación de los orificios de fondo para introducir la corriente de oxidante en la zona de reacción; la FIG. 15 es una vista lateral seccional del tubo rociador de oxidante tomada a lo largo de la linea 15-15 en la FIG. 13, que ilustra particularmente la orientación de los orificios de oxidante inferiores; la FIG. 16 es una vista lateral de un reactor de columna de burbujeo equipado con un recipiente de desaireación interno cerca de la salida de fondo del reactor; la FIG. 17 es una vista lateral seccional a'grandada de la porción inferior del reactor de columna de burbujeo de la FIG. 16 tomada a lo largo de la linea 17-17 en la FIG. 18, que ilustra particularmente la configuración del recipiente de desaireación 'interno colocado en la salida de fondo del reactor de columna de burbujeo; la FIG. 18 es una vista superior seccional tomada a lo largo de la linea 18-18 en la FIG. 16, que1 ilustra particularmente un rompedor de vórtice colocado en el recipiente de desaireación; la FIG. 19 es una vista lateral de un reactor de columna de burbujeo equipado con un recipiente de desaireación externo y que ilustra la manera en la que una porción de la suspensión desaireada que sale del fondo del recipiente de desaireación se puede utilizar para inundar una linea de des-inventariación acoplada al fondo del reactor; la FIG. 20 es un vista lateral de un reactor de columna de burbujeo equipado con un recipiente de desaireación interno/externo híbrido para desacoplar la fase de gas de un medio de reacción retirado desde una ubicación lateral elevada en el reactor; la FIG. 21 es una vista lateral de un reactor de columna de burbujeo equipado con un recipiente de desaireación híbrido alternativo cerca del fondo del reactor; la FIG. 22 es una vista lateral seccional agrandada de la porción inferior del reactor de columna de burbujeo de la FIG. 21, que ilustra particularmente el uso de un tubo rociador de oxidante alternativo que emplea conductos de entrada que reciben la corriente de oxidante a través de la cabeza de fondo del reactor; la FIG. 23 es una vista lateral seccional agrandada similar a la FIG. 22, que ilustra particularmente un medio alternativo para introducir la corriente de oxidante en el reactor por la via de una pluralidad de orificios en la cabeza inferior del reactor y, opcionalmente, que emplea placas de choque para distribuir más uniformemente la corriente de oxidante en el reactor; la FIG. 24 es una vista lateral de un reactor de columna de burbujeo que emplea un conducto de flujo interno para ayudar a mejorar la dispersión de un compuesto oxidable al recircular una porción del medio de reacción desde una porción superior del reactor . a una porción inferior del reactor; la FIG. 25 es una vista lateral de un reactor de columna de burbujeo que emplea un conducto de flujo externo para ayudar a mejorar la dispersión del compuesto oxidable al recircular una porción del medio de reacción desde una porción superior del reactor a una porción inferior del reactor; la FIG. 26 es una vista lateral seccional de un eductor horizontal que se puede utilizar para mejorar la dispersión del compuesto oxidable en un reactor de oxidación, que ilustra particularmente un eductor que usa la alimentación liquida entrante para retirar el medio de reacción en el eductor y descarga la mezcla de alimentación y el medio de reacción en una zona de reacción a alta velocidad; la FIG. 27 es una vista lateral seccional de un eductor vertical que se puede utilizar para mejorar la dispersión del compuesto oxidable en un reactor de oxidación, que ilustra particularmente un eductor que combina la alimentación liquida y el gas de entrada y usa el fluido de dos fases combinado para retirar el medio de reacción en el eductor y descargar la mezcla de alimentación liquida, gas de entrada, y el medio de reacción en una zona de rea'cción a alta velocidad; la FIG. 28 es una vista lateral de un reactor de columna de burbujeo que contiene un medio de reacción de fases múltiples, que ilustra particularmente el medio de reacción que es teóricamente dividido en 30 cortes horizontales de igual volumen a fin de cuantificar ' ciertos ingredientes en el medio de reacción; la FIG. 29 es una vista lateral de un reactor de columna de burbujeo que contiene un medio de reacción de fases múltiples, que ilustra particularmente el primero y segundo volumen continuo de 20 por ciento discreto del medio de reacción que tienen concentraciones de oxigeno y/o proporciones de consumo de oxigeno sustancialmente diferentes; la FIG. 30 es una vista lateral de dos recipientes de reacción apilados, con o sin la agitación mecánica opcional, que contienen un medio de reacción de fases múltiples que ilustran particularmente que los recipientes contienen volúmenes continuos del 20 por ciento discretos del medio de reacción que tienen concentraciones de oxigeno y/o proporciones de consumo de oxigeno sustancialmente diferentes; la FIG. 31 es una vista lateral de tres recipientes de reacción de lado a lado, con o sin agitación mecánica opcional, que contiene un medio de reacción de fases múltiples, que ilustra particularmente que los recipientes contienen volúmenes continuos de 20 por ciento discretos del medio de reacción que tienen concentraciones de oxigeno y/o proporciones de consumo de oxigeno sustancialmente diferentes ; las FIGS. 32A y 32B son vistas agrandadas de partículas de ácido tereftálico crudo (CTA) producidas de acuerdo con una modalidad de la presente invención, que ilustran particularmente que cada partícula de CTA es una partícula de área de superficie alta, de baja densidad compuesta de una pluralidad de sub-particulas de CTA enlazadas sueltamente; las FIGS. 33A y 33B son vistas agrandadas de un CTA convencionalmente producido, que ilustra particularmente que la partícula de CTA convencional tiene un tamaño de partícula más grande, baja densidad, y área de superficie inferior que la partícula de CTA inventiva de las FIGS. 32A y 32B; la FIG. 34 es un diagrama de flujo de proceso simplificado de un proceso de la técnica previa para hacer ácido tereftálico purificado (PTA); y la FIG. 35 es un diagrama de flujo de proceso simplificado de un proceso para hacer PTA de acuerdo con una modalidad de la presente invención. DESCRIPCIÓN DETALLADA Una modalidad de la presente invención se relaciona a la oxidación parcial en fase liquida de un compuesto oxidable. Tal oxidación se lleva a cabo preferiblemente en la fase liquida de un medio de reacción de fases múltiples contenido en uno o más reactores agitados. Los reactores agitados adecuados incluyen, por ejemplo, reactores agitados de burbujeo (por ejemplo, reactores de columna de burbujeo), reactores mecánicamente agitados (por ejemplo reactores de tanque de agitado continuo), y reactores agitados de flujo (por ejemplo reactores de chorro) . En una modalidad de la invención, la oxidación en fase liquida se lleva a cabo en un solo reactor de columna de burbujeo. Como se utiliza en la presente, el término "reactor de columna de burbujeo" denotará un reactor para facilitar las reacciones químicas en un medio de reacción de fases múltiples, en donde la agitación del medio de reacción se proporciona principalmente por el movimiento hacia arriba de las burbujas de gas a través del medio de reacción. Como se utiliza en la presente, el término "agitación" denotará el trabajo disipado en el medio de reacción que causa el flujo de fluido y/o mezclado. Como se utiliza en la presente, los términos "mayoría", "principalmente", y "predominantemente" denotarán más de 50 por ciento. Como se utiliza en la presente, el término "agitación mecánica" denotará la agitación del medio de reacción causada por el movimiento físico de un(os) elemento(s) rigido(s) o flexible(s) contra o dentro del medio de reacción. Por ejemplo, la agitación mecánica se puede proporcionar mediante rotación, oscilación, y/o vibración de los agitadores internos, paletas, vibradores, o diafragmas acústicos localizados en el medio de reacción. Como se utiliza en la presente, el término "agitación de flujo" denotará la agitación del medio de reacción causado por la inyección y/o recirculación a alta velocidad de uno o más fluidos en el medio de reacción. Por ejemplo, la agitación de flujo se puede proporcionar por boquillas, eyectores y/o eductores. En una modalidad preferida de la presente invención, menos de aproximadamente 40 por ciento de la agitación del medio de reacción en el reactor de columna de burbujeo durante la oxidación se proporciona por la agitación mecánica y/o de flujo, más preferiblemente menos de aproximadamente 20 por ciento de la agitación se proporciona por la agitación mecánica y/o flujo, y mucho más preferiblemente menos de 5 por ciento de la agitación se proporciona por la agitación mecánica y/o de flujo. Preferiblemente, la cantidad de la agitación mecánica y/o de flujo impartida al medio de reacción de fases múltiples durante la oxidación es menor que aproximadamente 3 kilowatts por metro cúbico del medio de reacción, más preferiblemente menos que 2 kilowatts por metro cúbico, y mucho más preferiblemente menos que 1 kilowatt por metro cúbico. Con referencia ahora a la FIG. 1, se ilustra un reactor de columna de burbujeo preferido 20 como que comprende una coraza de recipiente 22 que tiene una sección de reacción 24 y una sección de desacoplamiento 26. La sección de reacción 24 define una zona de reacción interna 28, mientras que la sección de acoplamiento 26 define una zona de desacoplamiento interna 30. Una corriente de alimentación predominantemente en fase liquida se introduce en la zona de reacción 28 por la via de las entradas de alimentación 32a,b,c,d. Una corriente de oxidante predominantemente en fase de gas se introduce en la zona de reacción 28 por la via de un tubo rociador de oxidante 34 localizado en la porción inferior de la zona de reacción 28. La corriente de alimentación en fase liquida y la corriente de oxidante en fase de gas forman cooperativamente un medio de reacción de fases múltiples 36 dentro de la zona de reacción 28. El medio de reacción de fases múltiples 36 comprende una fase liquida y una fase de gas. Más preferiblemente, el medio de reacción de fases múltiples 36 comprende un medio de tres fases que tiene componentes de fase sólida, fase liquida y fase de gas. El componente de fase sólida del medio de reacción 36 preferiblemente precipita dentro de la zona de reacción 28 como resultado de la reacción de oxidación llevada a cabo en la fase liquida del medio de reacción 36. El reactor de columna de burbujeo 20 incluye una salida de suspensión 38 localizada cerca del fondo de la zona de reacción 28 y una salida de gas 40 localizada cerca de la parte superior de la zona de i desacoplamiento 30. Un efluente de suspensión que comprende componentes de fase liquida y fase sólida de un medio de reacción 36 se retira de la zona de reacción 28 por la via de la salida de suspensión 38, mientras que un efluente predominantemente gaseoso se retira de la zona de acoplamiento 30 por la via de la salida de gas 40. La corriente de alimentación en fase liquida introducida en el reactor de columna de burbujeo 20 por la via de las entradas de alimentación 32a,b,c,d preferiblemente comprende un compuesto oxidable, un solvente y un sistema catalizador. El presente compuesto oxidable en la corriente de alimentación en fase líquida preferiblemente comprende por lo menos un grupo hidrocarbilo. Más preferiblemente, el compuesto oxidable es un compuesto aromático. Todavía más preferible, el compuesto oxidable es un compuesto aromático con por lo menos un grupo hidrocarbi?o enlazado 9 por lo menos un grupo hidrocarbilo sustituido enlazado o por lo menos un heteroátomo enlazado o por lo menos una función de ácido carboxilico enlazado (-COOH) . Aun más preferible, el compuesto oxidable es un compuesto aromático con por lo menos un grupo hidrocarbilo enlazado o por lo menos un grupo hidrocarbilo sustituido enlazado con cada grupo enlazado que comprende de 1 a 5 átomos de carbono. Todavía aun más preferible, el compuesto oxidable es un compuesto aromático que tiene exactamente dos grupos enlazados con cada grupo enlazado que comprende exactamente un átomo de carbono y que consiste de grupos metilo y/o grupos metilo sustituidos y/o a lo más un grupo de ácido carboxílico. Todavía aun más preferible, el compuesto oxidable es para-xileno, metaxileno, para-tolualdehído, meta-tolualdehído, ácido para-toluico, ácido meta-toluico, y/o acetaldehído. Mucho más preferiblemente, el compuesto oxidable es para-xileno. Un "grupo hidrocarbilo", como se define en la presente, es por lo menos un átomo de carbono que se enlaza únicamente a átomos de hidrógeno o a otros átomos de carbono.

Un "grupo hidrocarbilo sustituido", como se define en la presente, es por lo menos un átomos de carbono unido a por lo menos un heteroátomo y a por lo menos un átomo de hidrógeno.

"Heteroátomos", como se define en la presente, son todos los átomos diferentes a los átomos de carbono e hidrógeno. Los compuestos aromáticos, como se definen en la presente, comprenden un anillo aromático, preferiblemente que tiene por lo menos 6 átomos de carbono, aun más preferiblemente que tiene únicamente átomos de carbono como parte del anillo. Ejemplos adecuados de tales anillos aromáticos incluyen, pero no se limitan a, benceno, bifenilo, terfenilo, naftaleno, y otros anillos aromáticos fundidos basados en carbono. Ejemplos adecuados del compuesto oxidable incluyen hidrocarburos alifáticos (por ejemplo, alcanos, alcanos ramificados, alcanos cíclicos, alquenos alifáticos, álquenos I ramificados y alquenos cíclicos); aldehidos alifáticos (por ejemplo, acetaldehído, propionaldehído, isobutiraldehído, y n-butiraldehído) ; alcoholes alifáticos (por ejemplo, 'etanol, isopropanol, n-propanol, n-butanol, e isobutanol); - cetonas alifáticas (por ejemplo, dimetil cetona, etil metil cetona, dietil cetona, e isopropil metil cetona); esteres alifáticos (por ejemplo, formiato de metilo, acetato de metilo, acetato de etilo) ; peróxidos alifáticos, perecidos e hidroperóxidos (por ejemplo, hidroperóxido de t-butilo, ácido paracético e hidroperóxido de di-t-butilo) ; compuestos alifáticos con grupos que son combinaciones de las especies alifáticas anteriores más otros heteroátomos (por ejemplo, compuestos alifáticos que comprenden uno' o más segmentos moleculares de hidrocarburos, aldehidos, alcoholes, cetonas, esteres, peróxidos, perecidos, y/o hidroperóxidos en combinación con sodio, bromo, cobalto, manganeso, y zirconio) ; varios anillos de benceno, anillos de naftaleno, bifenilos, terfenilos, y otros grupos aromáticos con uno o más grupos hidrocarbilo enlazados (por ejemplo, tolueno, etilbenceno, isopropilbenceno, n-propilbenceno, neopentilbenceno, para-xileno, meta-xileno, orto-xileno, todos los isómeros de trimetilbencenos, todos los isómeros de tetrametilbencenos, pentametilbenceno, hexametilbenceno, todos los isómeros de etil-metilbencenos, todos los isómeros de dietilbencenos, todos los isómeros de etil-dimetilbencenos, todos los isómeros de dimetilnaftálenos, todos los isómeros de etil-metilnaftálenos, todos los isómeros de dietilnaftálenos, todos los isómeros de dimetilbifenilos, todos los isómeros de etil-metilbifenilos, y todos los isómeros de dietilbifenilos, estilbeno y con uno o más grupos de hidrocarbilo enlazados, fluoreno y con uno o más grupos hidrocarbilo enlazados, antraceno y con uno o más grupos hidrocarbilo enlazados, y difeniletano y con uno o más grupos hidrocarbilo enlazados); varios anillos de benceno, anillos de naftaleno, bifenilos, terfenilos, y otros grupos aromáticos con uno o más grupos hidrocarbilo enlazados y/o uno o más heteroátomos enlazados, que se pueden conectar a otros átomos o grupos de átomos (por ejemplo, fenol, todos los isómeros de metilfenoles, todos los isómeros de dimetilfenoles, todos los isómeros de naftoles, éter metílico de bencilo, todos los isómeros de bromofenoles, bromobenceno, todos los isómeros de bromotoluenos que incluyen alfa-bromotolueno, dibromobenceno, naftenato de cobalto y todos los isómeros de bromobifenilos) ; varios anillos de benceno, anillos de naftaleno, bifenilos, terfenilos, y otros grupos aromáticos con uno o más grupos hidrocarbilo enlazados y/o uno o más heteroátomos enlazados y/o uno o más grupos hidrocarbilo sustituidos enlazados (por ejemplo, benzaldehido, todos los isómeros de bromobenzaldehidos, todos los isómeros de tolualdehidos bromados que incluyen todos los isómeros de alfa-tolualdehidos, todos los isómeros de hidroxibenzaldehídos, todos los isómeros de bromo-hidroxibenzaldehídos, todos los isómeros de benceno dicarboxaldehídos, todos los isómeros de benceno tricarboxaldehidos, para-tolualdehido, metatolualdehido, orto-tolualdehido, todos los isómeros de tolueno dicarboxaldehídos, todos los isómeros de tolueno tricarboxaldehídos, todos los isómeros de tolueno tetracarboxaldehidos, todos los isómeros de dimetilbencerio dicarboxaldehídos, todos los isómeros de dimetilbenceno tricarboxaldehidos, todos los isómeros de dimetilbenceno tetracarboxaldehidos, todos los isómeros de trimetilbenceno tricarboxaldehídos, todos los isómeros de etiltolualdehídos, todos los isómeros trimetilbenceno dicarboxaldehídos, tetrametilbenceno dicarboxaldehído, hidroximetil-benceno, todos los isómeros de hidroximetil-toluenos, todos los isómeros de hidroximetil-bromotoluenos, todos los isómeros de hidroximetil-tolualdehídos, todos los isómeros de hidroximetil-bromotolualdehídos, hidroperóxido de bencilo, hidroperóxido de benzoilo, todos los isómeros de tolil metil-hidroperóxidos, y todos los isómeros de metilfenol metil-hidroperóxidos); varios anillos de benceno, anillos de naftaleno, bifenilos, terfenilos, y otros grupos aromáticos con uno o más grupos seleccionados enlazados, ' grupos i seleccionados que significan grupos hidrocarbilo y/o heteroátomos enlazados y/o grupos hidrocarbilo sustituidos y/o grupos de ácido carboxílico y/o grupos de peroxiácidos (por ejemplo, ácido benzoico, ácido para-toluico, ácido meta-toluico, ácido orto-toluico, todos los isómeros de ácidos etilbenzóicos, todos los isómeros de ácidos propilbenzoicos, todos los isómeros de ácidos butilbenzoicos, todos los isómeros de ácidos pentilbenzoicos, todos los isómeros de ácidos dimetilbenzoicos, todos los isómeros de ácidos etilmetilbenzoicos, todos los isómeros de ácidos trimetilbenzoicos, todos los isómeros de ácidos tetrametilbenzoicos, ácido pentametilbenzoico, todos los isómeros de ácidos dietilbenzoicos, todos los isómeros de ácidos benceno dicarboxílicos, todos los isómeros de ácidos benceno tricarboxílicos, todos los isómeros de ácidos metilbenceno dicarboxílicos, todos los isómeros de ácidos dimetilbenceno dicarboxílicos, todos los isómeros de ácidos metilbenceno tricarboxílicos, todos los isómeros de ácidos bromobenzoicos, todos los isómeros de ácidos dibromobenzoicos, todos los isómeros de ácidos bromotoluicos que incluyen alfa-bromotoluicos, ácido tolil acético, todos los isómeros de ácidos hidroxibenzoicos, todos los isómeros de ácidos hidroximetil-benzoicos, todos los isómeros de ácidos hidroxitoluicos, todos los isómeros de ácidos hidroximetil-toluicos, todos los isómeros de ácidos hidroximetil-benceno dicarboxilicos, todos los isómeros de ácidos hidroxibromobenzoicos, todos los isómeros de ácidos hidroxibromotoluicos, todos los isómeros de ácidos hidroximetil-bromobenzoicos, todos los isómeros de carboxi benzaldehidos, todos los isómeros de dicarboxi benzaldehidos, ácido perbenzoico, todos los isómeros de ácidos hidroperoximetil-benzoicos, todos los isómeros de ácidos hidroperoximetil-hidroxibenzoicos, todos los isómeros de ácidos hidroperoxicarbonil-benzoicos, todos los isómeros de hidroperoxicarbonil-toluenos, todos los isómeros de ácidos metilbifenilocarboxilicos, todos los isómeros de ácidos dimetilbifenil carboxilicos, todos los isómeros de ácidos metilbifenil dicarboxilicos, todos los isómeros de ácidos bifenil tricarboxílicos, todos los isómeros de estilbeno con uno o más grupos seleccionados enlazados, todos los isómeros de fluorenona con uno o más grupos seleccionados enlazados, todos los isómeros de ácidos de naftaleno con uno o más grupos seleccionados enlazados, bencilo, todos los isómeros de bencilo con uno o más grupos seleccionados enlazados, benzofenona, todos los isómeros de benzofenona con uno o más grupos seleccionados enlazados, antraquinona, todos los isómeros de antraquinona con uno o más grupos seleccionados enlazados, todos los isómeros de difeniletano con uno o más grupos seleccionados enlazados, benzocumarina, y todos los isómeros de benzocumarina con uno o más grupos seleccionados enlazados) . Si el compuesto oxidable presente en la corriente de alimentación en fase liquida es un compuesto normalmente sólido (es decir, es un sólido a temperatura y presión estándares), se prefiere que el compuesto oxidable sea sustancialmente disuelto en el solvente cuando se introduce en la zona de reacción 28. Se prefiere para el punto de ebullición del compuesto oxidable a presión atmosférica que sea por lo menos aproximadamente 50°C. Más preferiblemente, el punto de ebullición del compuesto oxidable está en el intervalo de aproximadamente 80 a aproximadamente 400°C, y mucho más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 125 a 155°C. La cantidad del compuesto oxidable presente en la alimentación en fase liquida está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 2 a aproximadamente 40 por ciento en peso, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 4 a aproximadamente 20 por ciento en peso, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 6 a 15 por ciento en peso. Ahora se menciona que el compuesto oxidable presente en la alimentación en fase liquida puede comprender una combinación de dos o más químicos oxidables diferentes.

Estos dos o más materiales químicos diferentes se pueden alimentar mezclados en la corriente de alimentación en fase liquida o se pueden alimentar separadamente en corrientes de alimentación múltiples. Por ejemplo, un compuesto oxidable que comprende para-xileno, meta-xileno, para-tolualdehido, ácido para-toluico y acetaldehído se puede alimentar al reactor por la vía de una entrada sola o entradas separadas múltiples . El solvente presente en la corriente de alimentación en fase líquida preferiblemente comprende un componente de ácido y un componente de agua. El solvente preferiblemente está presente en la corriente de alimentación en fase líquida en una concentración en el intervalo de aproximadamente 60 a aproximadamente 98 por ciento en peso, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 80 a aproximadamente 96 por ciento en peso, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 85 a 94 por ciento en peso. El componente de ácido del solvente es preferiblemente de manera principal un ácido monocarboxilico de peso molecular bajo orgánico que tiene 1-6 átomos de carbono, más preferiblemente 2 átomos de carbono. Mucho más preferiblemente, el componente de ácido del solvente es principalmente ácido acético. Preferiblemente, el componente de ácido constituye por lo menos aproximadamente 75 por ciento en peso del solvente, mucho más preferiblemente por lo menos aproximadamente 80 por ciento en peso del solvente, y mucho más preferiblemente 85 a 98% en peso del solvente, con el resto que es principalmente agua. El solvente introducido en el reactor de columna de burbujeo 20 puede incluir pequeñas cantidades de impurezas tales como, por ejemplo, para-tolualdehído, tereftaldehído, 4-carboxibenzaldehido (4-CBA) , ácido benzoico, ácido para-toluico, aldehido para-toluico, ácido alfa-bromo-para-toluico, ácido isoftálico, ácido ftálico, ácido trimelitico, poliaromáticos, y/o material particulado suspendido. Se prefiere que la cantidad total de impurezas en el solvente introducido en el reactor de columna de burbujeo 20 sea menos que aproximadamente 3 por ciento en peso. El sistema de catalizador presente en la corriente de alimentación en fase líquida es preferiblemente un sistema de catalizador en fase liquida, homogéneo capaz de promover la oxidación (que incluye la oxidación parcial) del compuesto oxidable. Más preferiblemente, el sistema de cataLizador comprende por lo menos un metal de transición multivalente. Todavía más preferiblemente, el metal de transición multivalente comprende cobalto. Aun más preferiblemente, el sistema de catalizador comprende cobalto y bromo. Mucho más preferiblemente, el sistema de catalizador comprende cobalto, bromo y manganeso. Cuando el cobalto está presente en el sistema de catalizador, se prefiere para la cantidad de cobalto presente en la corriente de alimentación en fase liquida sea tal que la concentración de cobalto en la fase líquida del medio de reacción 36 se mantenga en el intervalo de aproximadamente 300 a aproximadamente 6,000 partes por millón en peso (ppmw), más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 700 a i I aproximadamente 4,200 ppmw, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 1,200 a 3000 ppmw. Cuando el bromo está presente en el sistema de catalizador, se prefiere que la cantidad de bromo presente en la corriente de alimentación en fase líquida sea tal que la concentración de bromo en la fase líquida del medio de reacción 36 se mantenga en el intervalo de aproximadamente 300 a aproximadamente 5,000 ppmw, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 600 a aproximadamente 4,000 ppmw, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 900 a 3,000 ppmw. Cuando el manganeso está presente en el sistema de catalizador, se prefiere que la cantidad de manganeso presente en la corriente de alimentación en fase liquida sea tal que la concentración de manganeso en la fase liquida del medio de reacción 36 se mantenga en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 1,000 ppmw, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 40 a aproximadamente 500 ppmw, mucho más preferiblemente en el intervalo de 50 a 200 ppmw. Las concentraciones de cobalto, bromo, y/o manganeso en al fase líquida del medio de reacción 36, proporcionadas en lo anterior, se expresan sobre una base promediada en tiempo y promediada en volumen. Como se utiliza en la presente, el término "promediada en tiempo" indicará un promedio de por lo menos 10 mediciones tomadas igualmente sobre un período continuo de por lo menos 100 segundos. Como se utiliza en la presente, el término "promediada en volumen" denotará un promedio de por lo menos 10 mediciones tomadas en el espaciamiento tridimensional uniforme por todo un cierto volumen. La relación en peso del cobalto al bromo (Co:Br) en el sistema de catalizador introducido en la zona de reacción 28 está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente I 0.25:1 a aproximadamente 4:1, más preferiblemente en el I intervalo de aproximadamente 0.5:1 a aproximadamente 3:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.75:1 a 2:1. La relación en peso de cobalto a manganeso (Co:Mn) en el sistema de catalizador introducido en la zona de reacción 23 está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.3:1 a aproximadamente 40:1, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 5:1 a aproximadamente 30:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 10:1 a 25:1. La corriente de alimentación en fase liquida introducida en el reactor de columna de burbujeo 20 puede incluir pequeñas cantidades de impurezas tales como, por ejemplo, tolueno, etilbenceno, para-tolualdehido, tereftaldehido, 4-carboxibenzaldehído (4-CBA), ácido benzoico, ácido para-toluico, aldehido para-toluico, ácido alfa bromo paratoluico, ácido isoftálico, ácido ftálico, ácido trimelitico, poliaromáticos, y/o particulado suspendido. Cuando el reactor de columna de burbujeo 20 se emplea para la producción del ácido tereftálico, meta-xileno y orto-xileno también se consideran impurezas. Es preferido que la cantidad total de impurezas en la corriente de alimentación en fase liquida introducida en el reacbor de columna de burbujeo 20 sea menos que aproximadamente 3 por ciento en peso. Aunque la FIG. 1 ilustra una modalidad donde el compuesto oxidable, el solvente, y el sistema de catalizador se mezclan conjuntamente y se introducen en el reactor de columna de burbujeo 20 como una corriente de alimentación sola, en una modalidad alternativa de la presente invención, el compuesto oxidable, el solvente, y el catalizador se pueden introducir separadamente en el reactor de columna de burbujeo 20. Por ejemplo, es posible alimentar una corriente de para-xileno puro en el reactor de columna de burbujeo 20 por la via de una entrada separada de la(s) entrada (s) de solvente y de catalizador. La corriente de oxidante predominantemente en fase i gaseosa introducida en el reactor de columna de burbujeo 20 por la vía del tubo rociador de oxidante 34 comprende oxígeno molecular (02) . Preferiblemente, la corriente oxidante comprende en el intervalo de aproximadamente 5 a aproximadamente 40 por ciento en mol de oxigeno molecular, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 15 a aproximadamente 30 por ciento en mol de oxigeno molecular, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 18 a 24 por ciento en mol de oxígeno molecular. Se prefiere que el balance de la corriente oxidante sea comprendido principalmente de un gas o gases, tal como nitrógeno, que son inertes a la oxidación. Más preferiblemente, la corriente de oxidante consiste esencialmente de oxigeno molecular y nitrógeno. Mucho más preferiblemente, la corriente de oxidante es aire seco que comprende aproximadamente 21 por ciento en mol de oxigeno molecular y aproximadamente 78 a aproximadamente 81 por ciento en mol de nitrógeno. En una modalidad alternativa de la presente invención, la corriente de oxidante puede comprender oxígeno sustancialmente puro. Con referencia otra vez a la IG. 1, el reactor de columna de burbujeo 20 es preferiblemente equipado con un distribuidor de reflujo 42 colocado arriba de una superficie superior 44 del medio de reacción 36. EL distribuidor de reflujo 42 es operable para introducir gotitas de una corriente de reflujo predominantemente en fase liquida en la zona de desacoplamiento 30 mediante cualquier medio de formación de gotitas conocido en la técnica. Más preferiblemente, el distribuidor de reflujo 42 produce un roclo de gotitas dirigido hacia abajo hacia la superficie superior 44 del medio de reacción 36. Preferiblemente, este rocío hacia abajo de las gotitas afecta (es decir, se acopla e influencia) por lo menos aproximadamente 50 por ciento del área de sección transversal horizontal máxima de la zona de desacoplamiento 30. Más preferiblemente, el roció de gotitas afecta por lo menos aproximadamente 75 por ciento del área de sección transversal horizontal máxima de la zona de desacoplamiento 30. Mucho más preferiblemente, el rocío de gotitas afecta por lo menos 90 por ciento del área de sección transversal horizontal máximo de la zona de desacoplamiento 30. Este rocío de reflujo líquido hacia abajo, puede ayudar a prevenir la espumación en o arriba de la superficie superior 44 del medio de reacción 36 y también puede ayudar el desacoplamiento de cualquier liquido o gotitas de suspensión transportadas en el gas que se mueve hacia arriba que fluye a la salida de gas 40. Además, el reflujo de líquido puede servir para reducir la cantidad de materiales particulados y compuestos potencialmente precipitantes (por ejemplo ácido benzoico disuelto, ácido para-toluico, 4-CBA, ácido tereftálico y sales de metal de catalizador) que salen en el efluente gaseoso retirado de la zona de desacoplamiento 30 por la vía de la salida de gas 40. Además, la introducción de i gotitas de reflujo en la zona de desacoplamiento 30 puede, mediante una acción de destilación, ser utilizada para ajustar la composición del efluente gaseoso retirado por la via de la salida de gas 40. La corriente de reflujo de liquido introducida en el reactor de columna de burbujeo 20 por la vía del distribuidor del reflujo 42 preferiblemente tiene aproximadamente la misma composición como el componente de solvente de la corriente de alimentación en fase líquida introducida en el reactor de columna de burbujeo 20 por la via de las entradas de alimentación 32a,b,c,d. Asi, se prefiere que la corriente de reflujo del liquido comprenda un componente de ácido y agua. El componente de ácido de la corriente de reflujo es preferiblemente un ácido monocarboxílico orgánico de peso molecular bajo que tiene 1-6 átomos de carbono, más preferiblemente 2 átomos de carbono. Mucho más preferiblemente el componente de ácido de la corriente de reflujo es ácido acético. Preferiblemente, el componente de ácido constituye por lo menos aproximadamente 75 por ciento en peso de la corriente de reflujo, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 80 por ciento en peso de la corriente de reflujo, y mucho más preferiblemente 85 a 98 por ciento en peso de la corriente de reflujo, con el resto que es agua. Debido a que la corriente de reflujo típicamente tiene sustancialmente la misma composición como el solvente en la corriente de alimentación en fase liquida, cuando esta descripción se refiere al "solvente total" introducido en el reactor, tal "solvente total" incluirá tanto la corriente de reflujo como la porción de solvente de la corriente de alimentación. Durante la oxidación en fase líquida en el , reactor de columna de burbujeo 20, se prefiere que las corrientes de alimentación, de oxidante, y de reflujo sean introducidas de manera sustancial continuamente en la zona de reacción 28, mientras que las corrientes de efluente de gas y suspensión sean retiradas de manera sustancial continuamente de la zona de reacción 28. Como se utiliza en la presente, el término "de manera sustancial continuamente" significará durante un período de por lo menos 10 horas interrumpidas por menos de 10 minutos. Durante la oxidación, se prefiere ' que el compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno) que sea de manera sustancial continuamente introducido en la zona de reacción 28 en una proporción de por lo menos aproximadamente 8,000 kilogramos por hora, más preferiblemente en una proporción en el intervalo de aproximadamente 13,000 a aproximadamente 80,000 kilogramos por hora, todavía más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 18,000 a aproximadamente 50,000 kilogramos por hora, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 22,000 a 30,000 kilogramos por hora. Aunque se prefiere generalmente que los gastos de flujo de las corrientes de alimentación, de oxidante, y de reflujo entrantes sean sustancialmente estables, ahora se nota que una modalidad de la invención presente contempla pulsar la corriente de alimentación, oxidante, y/o de reflujo entrante a fin de mejorar el mezclado y la transferencia de masa. Cuando la corriente de alimentación, oxidante y/o de reflujo entrante se introduce en una forma pulsada, se prefiere que sus gastos de flujo varíen dentro de aproximadamente 0 a aproximadamente 500 por ciento' de los gastos de flujo de estado permanente citados en la presente, más preferiblemente dentro de aproximadamente 30 a aproximadamente 200 por ciento de los gastos de flujo de estado permanente citados en la presente, y mucho más preferiblemente dentro de 80 a 120 por ciento de los gastos de flujo de estado permanente citados en la presente. La proporción de espacio-tiempo promedio de la reacción (STR) en el reactor de oxidación de columna de burbujeo 20 se define como la masa de la alimentación del compuesto oxidable por volumen unitario del medio de reacción 36 por tiempo unitario (por ejemplo, kilogramos de alimentación de para-xileno por metro cúbico por hora) . En el uso convencional, la cantidad del compuesto oxidable no convertido a producto típicamente sería sustraída de la cantidad del compuesto oxidable en la corriente de alimentación antes de calcular la STR. Sin embargo, las-conversiones y rendimientos son típicamente altos para muchos de los compuestos oxidables preferidos en la presente (pOr ejemplo para-xileno) y es conveniente definir el término en la presente como es establecido en lo anterior. Para razones de costo de capital e inventario de operación entre otros, generalmente se prefiere que la reacción sea conducida con una STR alta. Sin embargo, la conducción de la reacción en STR incrementadamente más alta puede afectar la calidad o rendimiento de la oxidación parcial. El reactor de columna de burbujeo 20 es particularmente útil cuando la STR o el compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno) está en el intervalo de aproximadamente 25 kilogramos por metro cúbico por hora a aproximadamente 400 kilogramos por metro cúbico por hora, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 30 kilogramos por metro cúbico por hora a aproximadamente 250 kilogramos por metro cúbico por hora, todavía más preferiblemente de aproximadamente 35 kilogramos por metro cúbico por hora a aproximadamente 150 kilogramos por metro cúbico por hora y mucho más preferiblemente en el intervalo de 40 kilogramos por metro cúbico por hora kilogramos por metro cúbico por hora a 100 kilogramos por metro cúbico por hora. El oxigeno-STR en el reactor de oxidación de columna de burbujeo 20 se define como el peso del oxígeno molecular consumido por volumen unitario del medio de reacción 36 por tiempo unitario (por ejemplo kilogramos de oxigeno molecular consumido por metro cúbico por hora) . Por razones de costo de capital y consumo oxidante de solvente, entre otros, generalmente se prefiere que la reacción sea conducida con un oxigeno-STR alta. Sin embargo, la conducción de la reacción en oxigeno-STR incrementadamente más alta eventualmente reduce la calidad o rendimiento de la oxidación parcial. Sin que sea relacionado por la teoría, se manifiesta que esto de relaciona posiblemente a la proporción de transferencia del oxigeno molecular de la fase de gas en el líquido en el área de superficie interfacial y por consiguiente en el líquido en volumen. Un oxígeno-STR demasiado alto posiblemente conduce a un contenido de oxígeno disuelto demasiado bajo en la fase líquida en volumen del medio de reacción. El global-promedio-oxígeno-STR se define en la presente como el peso de todo el oxigeno consumido en el volumen entero del medio de reacción 36 por tiempo unitario (por ejemplo kilogramos de oxígeno molecular consumido por metro cúbico por hora) . El reactor de columna de burbujeo 20 es particularmente útil cuando el global-promedio-oxiseno-STR está en intervalo de aproximadamente 25 kilogramos por metro cúbico por hora aproximadamente 400 kilogramos por metro cúbico por hora, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 30 kilogramos por metro cúbico por hora a aproximadamente 250 kilogramos por metro cúbico por hora, todavía más preferiblemente de aproximadamente 35 kilogramos por metro cúbico por hora a aproximadamente 150 kilogramos por metro cúbico por hora, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 40 kilogramos por metro cúbico por hora 1 100 kilogramos por metro cúbico por hora. Durante la oxidación en el reactor de columna de burbujeo 20, se prefiere que la relación del gasto de flujo de masa del solvente total (de tanto las corrientes de alimentación como de reflujo) al gasto de flujo de masa del compuesto oxidable que entra en la zona de reacción 28 sea mantenido en el intervalo de aproximadamente 2:1 a aproximadamente 50:1, más preferiblemente en el inte'rvalo de aproximadamente 5:1 a aproximadamente 40:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 7.5:1 a 25:1. Preferiblemente, la relación del gasto de flujo de masa del solvente introducido en la parte de la corriente de alimentación al gasto de flujo de masa del solvente introducido como parte de la corriente de reflujo es mantenida en el intervalo de aproximadamente 0.5:1 al flujo de corriente no de reflujo cualquiera que sea, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente' 0.5:1 a aproximadamente 4:1, todavía más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 1:1 a aproximadamente 2:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 1.25:1 a 1.5:1.

Durante la oxidación en fase liquida en el reactor de columna de burbujeo 20 se prefiere que la corriente de oxidante sea introducida en el reactor de columna de burbujeo 20 en una cantidad que proporcione oxígeno molecular excediendo de alguna manera la demanda de , oxígeno estoquiométrico. La cantidad del oxigeno molecular de exceso requerida para mejores resultados con un compuesto oxidable particular afecta la economía completa de la oxidación en fase liquida. Durante la oxidación de fase liquida en el reactor de columna de burbujeo 20, se prefiere que la relación del gasto de flujo de masa de la corriente de oxidante al gasto de flujo de masa del compuesto orgánico oxidable (por ejemplo, para-xileno) que entra al reactor 20 se mantenga en el intervalo de aproximadamente 0.5:1 a aproximadamente 20:1, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 1:1 a aproximadamente 10:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 2:1 a 6:1. Con referencia nuevamente a la FIG. L, las corrientes de alimentación, de oxidante, y de reflujo introducidas en el reactor de columna de burbujeo 20 forman cooperativamente por lo menos una porción del medio de reacción de fases múltiples 36. El medio de reacción 36 es preferiblemente un medio de tres fases que comprende una fase sólida, una fase liquida, y una fase de gas. Como se menciona en lo anterior, la oxidación del compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno) toma lugar predominantemente en la fase liquida del medio de reacción 36. Así, la fase líquida del medio 36 comprende oxígeno disuelto y el compuesto oxidable. La naturaleza exotérmica de la reacción de oxidación que toma lugar en el reactor de columna de burbujeo 20 causa que una porción del solvente (por ejemplo, ácido acético y agua) introducida por la vía de las entradas de alimentación 32a,b,c,d hierva/se vaporice. Así, la fase de gas del medio de reacción 36 en el reactor 20 se forma principalmente de solvente vaporizado y una porción no reaccionada, no disuelta de la corriente de oxidante. Ciertos reactores de oxidación de la técnica previa emplean tubos/aletas de intercambio de calor para calentar o enfriar el medio de reacción. Sin embargo, tales estructuras de intercambio de calor pueden ser indeseables en el reactor inventivo y el proceso descrito en la presente. Así, se prefiere que el reactor de columna de burbujeo 20 incluya sustancialmente ninguna superficie que hagan contacto con el medio de reacción 36 y exhiban un flujo de calor promediado en tiempo mayor que 30,000 watts p¡or metro cuadrado. La concentración de oxígeno disuelto en la fase liquida del medio de reacción 36 es un balance dinámico entre la proporción de transferencia de masa de la fase de gas y la proporción del consumo de reactivo dentro de la fase liquida (es decir no se ajusta simplemente por la presión parcial del oxígeno molecular en la fase de gas de suministro, aunque esto es un factor en la proporción del suministro del oxígeno disuelto y afecta la concentración superior limitante del oxigeno disuelto) . La cantidad del oxigeno disuelto varia localmente, siendo más alto cerca de las interfaces de burbujeo. Globalmente, la cantidad del oxigeno disuelto depende del balance de los factores de suministro y de demanda en regiones diferentes del medio de reacción 36. Temporalmente, la cantidad del oxígeno disuelto depende de la uniformidad de la mezcla de gas y líquido relativa a las proporciones de consumo químico. En el diseño para igualar apropiadamente el suministro y demanda para el oxigeno disuelto en la fase liquida del medio de reacción 36, se prefiere que la concentración de oxígeno promediada en tiempo y promediada en volumen en la fase liquida del medio de reacción 36 sea mantenida arriba de aproximadamente 1 ppm molar, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 4 a aproximadamente 1,000 ppm molar, todavía más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 8 a aproximadamente 500 ppm molar, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 12 a 120 ppm molar. La reacción de oxidación en fase liquida llevada a cabo en el reactor de columna de burbujeo 20 es preferiblemente una reacción de precipitación que genera sólidos. Más preferiblemente, la oxidación en fase Liquida llevada a cabo en el reactor de columna de burbujeo 20 causa i que por lo menos aproximadamente 10 por ciento en peso del compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno) introducido en la zona de reacción 28 forme un compuesto sólido (por ejemplo, partículas de ácido tereftálico crudo) en el medio de reacción 36. Todavía más preferiblemente, la oxidación en fase líquida causa que por lo menos aproximadamente 50 por ciento en peso del compuesto oxidable forme un compuesto sólido en el medio de reacción 36. Mucho más preferiblemente, la oxidación en fase líquida causa que por lo menos 90 por ciento en peso del compuesto oxidable forme un compuesto sólido en el medio de reacción 36. Se prefiere que la cantidad total de sólidos en el medio de reacción 36 sea mayor que aproximadamente 3 por ciento en peso sobre una base promediada en tiempo y promediada en volumen. Más preferiblemente, la cantidad total de sólidos en el medio de reacción 36 se mantiene en el intervalo de aproximadamente 5 a aproximadamente 40 por ciento en peso, todavía más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 35 por ciento en peso, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 15 a 30 por ciento en peso. Se prefiere que una porción sustancial de producto de oxidación (por ejemplo, ácido tereftálico) producido en el reactor de columna de burbujeo 20 esté presente en el medio de reacción 36 como sólidos, como es opuesto al resto disuelto en la fase liquida del medio de reacción 36. La cantidad del producto de oxidación en fase sólida presente en el medio de reacción 36 es preferiblemente por lo menos aproximadamente 25 por ciento en peso del producto de oxidación total (fase sólida y líquida) en el medio de reacción 36, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 75 por ciento en peso del producto de oxidación total en el medio de reacción 36, y mucho más preferiblemente en por lo menos 95 por ciento en peso del producto de oxidación total en el medio de reacción 36. Los intervalos numéricos proporcionados en lo anterior para la cantidad de sólidos en el medio de reacción 36 aplican a la operación de estado permanente sustancialmente de la columna de burbujeo 20 durante un periodo sustancialmente continuo de tiempo, no de arranque, paro, o la operación sub-óptima del reactor de columna de burbujeo 20. La cantidad de sólidos en el -medio de reacción 36 se determina mediante un método gravimétrico. En este método gravimétrico, una porción representativa de suspensión se retira del medio de reacción y se pesa. En las condiciones que efectivamente mantienen la presente división de sólido-líquido completa dentro del medio de reacjción, el líquido libre es removido de la porción de sólidos 'mediante la sedimentación o filtración, efectivamente sin pérdida de los sólidos precipitados y con menos de aproximadamente 10 por ciento de la masa líquida inicial que resta con la porción de sólidos. El líquido restante en los sólidos se evapora a sequedad, efectivamente sin la sublimación de sólidos. La porción restante de sólidos se pesa. La relación del peso de la porción de sólidos al peso de la porción original de suspensión es la fracción de sólidos, típicamente expresado como un porcentaje. La reacción de precipitación llevada a cabo en el reactor de columna 20 puede causar el ensuciamiento (es decir, acumulación de sólidos) sobre la superficie de ciertas estructuras rígidas que hacen contacto con el medio de reacción 36. Así, en una modalidad de la presente invención, se prefiere que el reactor de columna de burbujeo 20 incluya sustancialmente el intercambio de calor no interno, agitación, o estructuras de desviación en la zona de reacción 28 debido a que tales estructuras podrían ser propensas al ensuciamiento. Si las estructuras internas están presentes en la zona de reacción 28, es deseable evitar las estructuras internas que tienen superficies externas que incluyen una cantidad significante de área de superficie plana que enfrenta hacia arriba debido a que tales superficies planas que enfrentan hacia arriba serían altamente propensas al ensuciamiento. Así, si cualquiera de las estructuras internas están presentes en la zona de reacción 28, se prefiere que menos de aproximadamente 20 por ciento del área de superficie externa expuesta enfrentada hacia arriba total de tales estructuras internas sea formada por superficies sustancialmente planas inclinadas menos de aproximadamente 15 grados de la horizontal. Con referencia nuevamente a la FIG. 1, la configuración física del reactor de columna de burbujeo 20 ayuda a proporcionar la oxidación optimizada del compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno) con generación de impurezas mínima. Es preferido para la sección de reacción alargada 24 de la coraza de recipiente 22 incluir un cuerpo principal sustancialmente cilindrico 46 y una cabeza inferior 48. El extremo superior de la zona de reacción 28 se define por un plano horizontal 50 que se extiende a través de la parte superior del cuerpo medio cilindrico 46. Un extremo inferior 52 de la zona de reacción 28 se define por la superficie interna más baja de la cabeza inferior 48. Típicamente, el extremo inferior 52 de la zona de reacción 28 se localiza próximo al orificio para la salida de la suspensión 38. Así, la zona de reacción alargada 28 definida dentro del reactor de columna de burbujeo 20 tiene una longitud máxima "L" medida desde el extremo superior 50 al extremo de fondo 52 de la zona de reacción 29 a lo largo del eje de alargamiento del cuerpo principal cilindrico 46. La longitud "L" de la zona de reacción 28 está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 100 I metros, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 75 metros, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 25 a 50 metros. La zona de reacción 28 tiene un diámetro máximo (ancho) "D" que es típicamente igual al diámetro interno máximo del cuerpo medio cilindrico 46. El diámetro máximo "D"de la zona de reacción 28 está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 1 a aproximadamente 12 metros, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 2 a aproximadamente 10 metros, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 3.1 a aproximadamente 9 metros, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 4 a 8 metros. En una modalidad preferida de la presente invención, la zona de reacción 28 tiene una relación de longitud a diámetro "L:D" en el intervalo de aproximadamente 6:1 a aproximadamente 30:1. Todavía más preferiblemente, la zona de reacción 28 tiene una relación L:D en el intervalo de aproximadamente 8:1 a aproximadamente 20:1. Mucho más preferiblemente la zona de reacción 28 tiene una relación L:D en el intervalo de 9:1 a 15:1. Como se discute en lo anterior, la zona de reacción 28 del reactor de columna de burbujeo 20 recibe el medio de reacción de fases múltiples 36. El medio de reacción 36 tiene un extremo de fondo coincidente con el extremo inferior 52 de la zona de reacción 28 y un extremo superior localizado en la superficie superior 44. La superficie superior 44 del medio de reacción 36 se define a lo largo de un plano horizontal que se corta a través de la zona de reacción 28 en una ubicación donde los contenidos de la zona de reacción 28 transitan desde un estado continuo en fase de gas a un estado continuo de fase líquida. La superficie superior 44 se coloca' preferiblemente en la ubicación vertical donde la contención de gas promediado en tiempo local de un corte horizontal delgado de los contenidos de la zona de reacción 28 es 0.9. El medio de reacción 36 tiene una altura máxima "H" medida entre sus extremos superior e inferior. El ancho máximo "W" del medio de reacción 36 es típicamente igual al diámetro máximo "D" del cuerpo medio cilindrico 46. Durante la oxidación en fase líquida en el reactor de columna de burbujeo 20, se prefiere que H se mantenga aproximadamente 60 a aproximadamente 120 por ciento de L, más de manera preferible de aproximadamente 80 a aproximadamente 110 por ciento de L, y mucho más preferiblemente 85 a 100 por ciento de L. En una modalidad preferida de la presente invención, el medio de reacción 36 tiene una relación de altura a ancho "H: " mayor que aproximadamente 3:1. Más preferiblemente, el medio de reacción 36 tiene una relación H:W en el intervalo de aproximadamente 7:1 a aproximadamente 25:1. Todavía más preferiblemente, el medio de reacción 36 tiene una relación H:W en el intervalo de aproximadamente 8:1 a aproximadamente 20:1. Mucho más preferiblemente, el medio de reacción 36 tiene una relación H: en el intervalo de 9:1 a 15:1. En una modalidad de la invención, L=H y D=W de modo que varias dimensiones o relaciones proporcionadas en la presenté para L y D también aplican a H y , y viceversa. Las relaciones L:D y H: relativamente altas proporcionadas de acuerdo con una modalidad de la invención pueden contribuir a varias ventajas importantes del sistema inventivo. Como se discute en detalle adicional enseguida, se ha descubierto que las relaciones L:D y H:W más altas, asi como algunas otras características discutidas enseguida, pueden promover gradientes verticales benéficos en las concentraciones del oxígeno molecular y/o el compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno) en el medio de reacción 36. Contrario al conocimiento convencional, que favorecería un medio de reacción bien mezclado con concentraciones relativamente uniformes por todo, se ha descubierto que la formación de etapas vertical del oxigeno y/o las concentraciones de compuesto oxidables facilita una relación de oxidación más efectiva y económica. La minimización del oxígeno y las concentraciones de compuesto oxidables cerca de la parte superior del medio de reacción 36 pueden ayudar la pérdida del oxígeno no reaccionado y el compuesto oxidable no reaccionado a través de la salida de gas superior 40. Sin embargo, si las concentraciones del compuesto oxidable y el oxigeno no reaccionado son bajas por todo el medio de reacción 36, entonces la proporción y/o selectividad de la oxidación se reduce. Así, se prefiere que las concentraciones de oxígeno molecular y/o el compuesto oxidable estén significantemente más altos cerca del fondo del medio de reacción 36 que cerca de la parte superior del medio de reacción 36. Además, las relaciones L:D y H: altas causan que la presión en el fondo del medio de reacción . 36 sea sustancialmente más grande que la presión en l,a parte superior del medio de reacción 36. Este gradiente de presión vertical es un resultado de la altura y densidad del medio de I reacción 36. Una ventaja de este gradiente de , presión vertical es que la presión elevada en el fondo del recipiente dirige más solubilidad de oxigeno y transferencia de masa que de otra manera sería lograble a temperaturas compairables y presiones de la parte de arriba en los reactores bajos. Así, la reacción de oxidación se puede llevar a cabo en temperaturas más bajas que serian requeridas en un recipiente más bajo. Cuando el reactor de columna de burbujeo 20 se utiliza para la oxidación parcial de para-xileno a ácido tereftálico crudo (CTA) , la habilidad para operar a temperaturas de reacción más bajas con las mismas o mejores proporciones de transferencia de masa de oxígeno tiene un número de ventajas. Por ejemplo, la oxidación a temperatura baja del para-xileno reduce la cantidad del solvente quemado durante la reacción. Como se discute en detalle adicional enseguida, la oxidación a temperaturas bajas también favorece la formación de partículas de CTA fácilmente disueltas, sueltamente unidas de área de superficie alta, pequeñas, que se pueden someter a técnicas de purificación más económicas que las partículas de CTA densas, de área de superficie bajas, grandes, producidas mediante los procesos de oxidación de temperatura alta convencionales. Durante la oxidación en el reactor 20, se prefiere que la temperatura promediada en tiempo y promediada en volumen del medio de reacción 36 sea mantenida en el intervalo de aproximadamente 125 a aproximadamente 200°C, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 140 a aproximadamente 180°C, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 150 a 170°C. La presión de la parte de arriba del medio de reacción 36 es preferiblemente mantenida en el intervalo de aproximadamente 1 a aproximadamente 20 bar manométrico (barg) , más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 2 a aproximadamente 12 barg, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 4 a 8 barg. Preferiblemente, la diferencia de presión entre la parte superior del medio de reacción 36 y el fondo del medio de reacción 36 está en el intervalo de aproximadamente' 0.4 a aproximadamente 5 bars, más preferiblemente la diferencia de presión está en el intervalo de aproximadamente 0.7 a aproximadamente 3 bars, y mucho más preferiblemente la diferencia de presión está de a 2 bar. Aunque generalmente se prefiere que la presión de la parte de arriba del medio de reacción 36 sea mantenida en un valor relativamente constante, una modalidad de la presente invención contempla pulsar la presión de la parte de arriba para facilitar el mezclado mejorado y/o la transferencia de masa en el medio dé reacción 36. cuando la presión de la parte de arriba se pulsa, se prefiere que las presiones pulsadas varíen entre aproximadamente 60 a aproximadamente 140 por ciento de la presión de la parte de arriba de estado permanente citada en la presente, . más preferiblemente entre aproximadamente 85 y aproximadamente 115 por ciento de la presión de la parte de arriba de estado permanente citado en la presente, y mucho más preferiblemente entre 95 y 105 por ciento de la presión de la parte de arriba de estado permanente citada en la presente . Una ventaja adicional de la relación de L:D alta de la zona de reacción 28 es que puede contribuir a un incremento en la velocidad superficial promedio del medio de reacción 36. El término "velocidad superficial" y "velocidad de gas superficial", como se utilizan en la presente con referencia al medio de reacción 36, indicará el gasto de flujo volumétrico de la fase de gas del medio de reacción 36 en una elevación en el reactor dividida por el área de sección transversal horizontal del reactor en esa elevación.

La velocidad superficial incrementada proporcionada1 por la relación L:D alta de la zona de reacción 28 puede promover el mezclado local en incrementa la detención del gas del medio de reacción 36. Las velocidades superficiales promediadas de tiempo del medio de reacción 36 en una altura de un cuarto, media altura, y/o tres cuartos de altura del medio de reacción 36 son preferiblemente más grandes que aproximadamente 0.3 metros por segundo, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.8 a aproximadamente 5 metros por segundo, todavía más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.9 a aproximadamente 4 metros por segundo, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 1 a 3 metros por segundo. Con referencia nuevamente a la FIG. 1, la sección de desacoplamiento 26 del reactor de columna de burbujeo 20 es simplemente una porción ensanchada de la coraza de recipiente 22 localizada inmediatamente arriba de la sección de reacción 24. La sección de desacoplamiento 26 reduce la velocidad de la fase de gas que fluye hacia arriba en el reactor de columna de burbujeo 20 conforme la fase de gas se eleve arriba de la superficie superior 44 del medio de reacción 36 y se aproxime a la salida del gas 40. Esta reducción en la velocidad hacia arriba de la fase de gas ayuda a facilitar la remoción de los líquidos y/o sólidos transportados en la fase de gas que fluye hacia arriba y de esta manera reduce la pérdida indeseable de ciertos componentes presentes en la fase liquida del medio de reacción 36. La sección de desacoplamiento 26 preferiblemente incluye una pared de transición generalmente frustrocónica 54, una pared lateral amplia generalmente cilindrica 56, y una cabeza superior 58. El extremo inferior angosto de la pared de transición 54 se acopla a la parte superior del cuerpo medio cilindrico 46 de la sección de reacción 24. El extremo superior ancho de la pared de transición 54 se acopla al fondo de la pared lateral amplia 56. Se prefiere que la pared de transición 54 se extienda hacia arriba y hacia abajo desde su extremo inferior angosto en un ángulo en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 70 grados del vertical, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 15 aproximadamente 50 grados del vertical, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 15 a 45 grados del vertical. La pared lateral amplia 56 tiene un diámetro máximo "X" que es generalmente más grande que el diámetro máximo "D" de la sección de reacción 24, aunque cuando la porción superior de la sección de reacción 24 tiene un diámetro más pequeño que el diámetro máximo completo de la sección de reacción 24, luego X puede realmente ser más pequeño que D. En una modalidad preferida de la presente invención, la relación del diámetro de la pared lateral amplia 56 al diámetro máximo de la sección de reacción 24 "X:D" está en el intervalo de aproximadamente 0.8:1 a I aproximadamente 4:1, mucho más preferiblemente , en el intervalo de 1.1:1 a 2:1. La cabeza superior 58 se acopla a la parte superior de la pared lateral amplia 56. La cabeza superior 58 es preferiblemente un miembro de cabeza generalmente elíptico que define un orificio central que permite al gas escapar de la zona de desacoplamiento 30 por la vía de la salida de gas 40. Alternativamente, la cabeza superior 58 puede ser de cualquier forma, incluyendo cónica. La zona de desacoplamiento 30 tiene una altura máxima "Y" medida desde la parte superior 50 de la zona de reacción 28 a la porción más superior de la zona de desacoplamiento 30. La relación de la longitud de la zona de reacción 28 a la altura de la zona de desacoplamiento 30 "L:W" está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 2:1 a aproximadamente 24:1, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 3:1 a aproximadamente 20:1 y mucho más preferiblemente en el intervalo de 4:1 a 16:1. Con referencia ahora a las FIGS. 1-5, la ubicación y configuración del tubo rociador de oxidante 34 ahora será discutido en mayor detalle. Las FIGS. 2 y 3 muestran que el tubo rociador de oxidante 34 puede incluir un miembro de anillo 60, un miembro cruzado 62, y un par de conductos de entrada de oxidante 64a, b. Convenientemente, estos conductos de entrada de oxidante 64a, b pueden entrar en el recipiente en una elevación arriba del miembro de anillo 60 y luego girar hacia abajo como se muestra en las FIGS. 2 y 3. Alternativamente, un conducto de entrada de oxidant Ie 64a, b I puede entrar al recipiente por debajo del miembro de anillo 60 o encima alrededor del mismo plano horizontal como el I miembro de anillo 60. Cada conducto de entrada de oxidante 64a, b incluye un primer extremo acoplado a una entrada de oxidante respectiva 66a, b formada en la coraza de recipiente 22 y un segundo extremo acoplado fluidamente al miembro de anillo 60. El miembro de anillo 60 preferiblemente se forma de conductos, más preferiblemente de una pluralidad de secciones de conductos rectos, y mucho más preferiblemente una pluralidad de secciones de tubos rectos, rígidamente acoplados uno al otro para formar un anillo poligonal tubular. Preferiblemente, el miembro de anillo 60 está formado de por lo menos 3 secciones ^ de tubo rectos, más preferiblemente 6 a 10 secciones de tubo, y mucho más preferiblemente 8 secciones de tubo. Por consiguiente, cuando el miembro de anillo 60 está formado de 8 secciones de tubo, éste tiene una configuración generalmente octagonal. El miembro cruzado 62 está preferiblemente formado de una sección de tubo sustancialmente recta que se acopla fluidamente a y se extiende diagonalmente entre las secciones de tubo opuestas del miembro de anillo 60. La sección de tubo utilizada para el miembro cruzado 63 preferiblemente tiene sustancialmente el mismo diámetro como las secciones de tubo utilizadas para formar el miembro de anillo 60. Se prefiere que las secciones de tubo que constituyen los conductos de entrada de oxidante 64a, b, el miembro de anillo 60, y el miembro cruzado 62 tengan un diámetro nominal más grande que aproximadamente 0.1 metros, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.2 a aproximadamente 2 metros, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.25 a 1 metro. Como quizás mejor se ilustra en la FIG. 3, el miembro de anillo 60 y el miembro cruzado 62 cada uno presenta una pluralidad de orificios de oxidante superiores 68 para descargar la corriente de oxidante hacia arriba en la zona de reacción 28. Como quizás mejor se ilustra en la FIG. 4, el miembro de anillo 60 y/o el miembro cruzado 62 pueden presentar uno o más orificios de oxidante inferiores 70 para descargar la corriente de oxidante hacia abajo en la zona de reacción 28. Los orificios de oxidante inferiores 70 también se pueden utilizar para descargar líquidos y/o sólidos que podrían meterse dentro del miembro de anillo 60 y/o el miembro cruzado 62. A fin de prevenir los sólidos de la acumulación dentro del tubo rociador de oxidante 34, una corriente de líquido se puede continuamente o periódicamente pasar a través del tubo rociador 34 para limpiar cualquiera de los sólidos acumulados.

Con referencia nuevamente a las FIGS. 1-4, durante la oxidación en el reactor de columna de burbujeo .20, las corrientes de oxidante se hacen pasar a través de las entradas de oxidante 66a, b y en los conductos de entrada de oxidante 64a, b, respectivamente. Las corrientes de oxidante luego se transportan por la vía de los conductos de entrada de oxidante 64a, b al miembro de anillo 60. Una vez que la corriente de oxidante ha entrado en el miembro de anillo 60, la corriente de oxidante se distribuye por todos los volúmenes internos del miembro de anillo 60 y el miembro cruzado 62. La corriente de oxidante luego se hace pasar hacia afuera del tubo rociador de oxidante 34 y en la zona de reacción 28 por la vía de los orificios de oxidante superior e inferior 68, 70 del miembro de anillo 60 y el miembro cruzado 62. Las salidas de los orificios de oxidante superiores 68 son lateralmente espaciadas de una a la otra y se colocan en sustancialmente la misma elevación en la zona de reacción 28. Así, las salidas de los orificios de oxidante superiores 68 generalmente se localizan a lo largo de un plano sustancialmente horizontal definido por la parte superior del tubo rociador de oxidante 34. Las salidas de los orificios de oxidante inferiores 70 son lateralmente espaciadas de una a la otra y se colocan en sustancialmente la misma elevación en al zona de reacción 28. Así, las salidas de los orificios de oxidante inferiores 70 generalmente se localizan a lo largo de un plano sustancialmente horizontal definido por el fondo del tubo rociador de oxidante 34. En una modalidad de la presente invención, , el tubo rociador de oxidante 34 tiene por lo menos aproximadamente 20 orificios de oxidante superiores 68 formados en el mismo. Más preferiblemente, el tubo rociador de oxidante 34 tiene en el intervalo de aproximadamente 40 a aproximadamente 800 orificios de oxidante superiores formados en el mismo. Mucho más preferiblemente, el tubo rociador de oxidante 34 tiene en el intervalo de 60 a 400 orificios de oxidante superiores 68 formadas en el mismo. El tubo rociador de oxidante 34 preferiblemente tiene por lo menos aproximadamente 1 orificio de oxidante inferior 70 formado en el mismo. Mas preferiblemente, el tubo rociador de oxidante 34 tiene en el intervalo de aproximadamente 2 a aproximadamente 40 orificios de oxidante inferiores 70 formados en el mismo. Mucho más preferiblemente el tubo rociador de oxidante 34 tiene el intervalo de 8 a 20 orificios de oxidante inferiores 70 formados en el mismo. La relación del número de orificios de oxidante superiores 68 a los orificios de oxidante inferiores 70 en el tubo rociador de oxidante 34 está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 2:1 a aproximadamente 100:1, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 5:1 a aproximadamente 25:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 8:1 a 15:1. Los diámetros de sustancialmente todas los orificios de oxidantes superiores e inferiores 68, 70 son preferiblemente de manera sustancial los mismos, de modo que la relación del gasto de flujo volumétrico de la corriente de oxidante que sale de los orificios superior e inferior 68, 70 es sustancialmente la misma cómo las relaciones, dadas en lo anterior, para el número relativo de orificios de oxidante superior e inferior 68, 70. La FIG. 5 ilustra la dirección de la descarga de oxidante desde los orificios de oxidante superior e inferior 68, 70. Con referencia a los orificios de oxidante superiores 68, se prefiere que por lo menos una porción de los orificios de oxidante superiores descarguen la corriente de oxidante en un ángulo "A" que es oblicuo de la vertical. Se prefiere que I el porcentaje de los orificios de oxidante superiores 68 sean oblicuos de la vertical por el ángulo "A" para estar en el intervalo de aproximadamente 30 a aproximadamente 90 por ciento, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 50 a aproximadamente 80 por ciento, todavía más preferiblemente en el intervalo de 60 a 75 por ciento, y mucho más preferiblemente aproximadamente 67 por ciento. El ángulo "A" está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 5 a aproximadamente 60 grados, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 45 grados, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 15 a 30 grados. Como para los orificios de oxidante inferiores 70, se prefiere que sustancialmente todos de los orificios de oxidante inferiores 70 se localicen cerca de la porción más de fondo del miembro de anillo 60 y/o el miembro cruzado 62. Así, cualquiera de los líquidos y/o sólidos que pueden haber entrado intencionalmente en el tubo rociador de oxidante 34 pueden ser fácilmente descargados del tubo rociador de oxidante 34 por la vía de los orificios de oxidante inferiores 70. Preferiblemente, los orificios de oxidante inferiores 70 descargan la corriente de oxidante hacia abajo en un ángulo sustancialmente vertical. Para propósitos de esta descripción, un orificio de oxidante superior puede ser cualquier orificio que descarga una corriente de oxidante en una dirección generalmente hacia arriba (es decir, en un ángulo arriba de lo horizontal) , y un orificio de oxidante inferior puede ser cualquier orificio que descargue una corriente de oxidante en una dirección generalmente hacia abajo, (es decir, en un ángulo abajo de la horizontal ) . En muchos reactores de columna de burbujeo convencionales que contienen un medio de reacción de fases múltiples, sustancialmente todo del medio de reacción localizado abajo del tubo rociador oxidante (u otro mecanismo para introducir la corriente de oxidante 'en la zona de reacción) tiene un valor de contención de gas muy bajo. Como es conocido en la técnica, "contención de gas" es simple la fracción de volumen de un medio de fases múltiples que está en el estado gaseoso. Las zonas de contención de gas, bajo en un medio también se puede referir como zonas "desaireadas". En muchos reactores de columna de burbujeo de suspensión convencionales, una porción significante del volumen total I del medio de reacción se localiza abajo del tubo rociador de oxidante (u otro mecanismo para introducir la corriente de oxidante en la zona de reacción) . Así, una porción significante del medio de reacción presente en el fondo de los reactores de columna de burbujeo convencionales está no aireada . Se ha descubierto que minimizar la cantidad de zonas no aireadas en un medio de reacción' sometidas a la oxidación en un reactor de columna de burbujeo puede minimizar la generación de ciertos tipos de impurezas indeseables. Las zonas no aireadas de un medio de reacción contienen relativamente pocas burbujas de oxidante. Este volumen bajo de burbujas de oxidante reduce la cantidad del oxígeno molecular disponible para la disolución en la fase líquida del medio de reacción. Así, la fase líquida en una zona no aireada del medio de reacción tiene una concentración relativamente baja de oxígeno molecular. Estas zonas no aireadas, subalimentadas de oxígeno del medio de reacción tienen una tendencia para promover las reacciones laterales indeseables, antes que la reacción de oxidación deseada. Por ejemplo, cuando el para-xileno se oxida parcialmente para formar ácido tereftálico, la disponibilidad de oxígeno insuficiente en la fase liquida del medio de reacción puede causar la formación de cantidades indeseablemente altas de ácido benzoico y anillos aromáticos acoplados, que incluyen notablemente moléculas coloreadas altamente indeseables conocidas como fluorenonas y antraquinonas. De acuerdo con una modalidad de la presente invención, la oxidación en fase liquida se lleva a cabo en un reactor de columna de burbujeo configurado y operado en una manera tal que la fracción de volumen en el medio de .reacción con valores de contención de gas bajos se minimiza. Esta minimización de las zonas no aireadas se puede cuantificar al dividir teóricamente el volumen entero del medio de reacción en 2,000 cortes horizontales discretas de volumen uniforme. Con la excepción de las cortes horizontales más altas y más bajas, cada corte horizontal es un volumen discreto unido en sus lados por la pared lateral del reactor y unido sobre su parte superior y fondo por planos horizontales imaginarios. El corte horizontal más alto se une sobre su fondo por un plano horizontal imaginario y sobre su parte superior por la superficie superior del medio de reacción. El corte horizontal más bajo se une sobre su parte superior por un plano horizontal imaginario y sobre su fondo por el extremo inferior del recipiente. Una vez que el medio de reacción se ha dividido teóricamente en 2,000 cortes horizontales discretas de igual volumen, la contención de gas promediada en tiempo y promediado en volumen de cada corte horizontal se puede determinar. Cuando este método de cuantificación de la cantidad de las zonas no tratadas se emplea, se prefiere que el número de cortes horizontales tengan una contención de gas promediado en tiempo y promediado en volumen menor que 0.1 para ser menor que 30, más preferiblemente menor que 15, todavía más preferiblemente menor que 6, aun más preferiblemente menor que 4, y mucho más preferiblemente menor que 0.2 Se prefiere que el número de cortes horizontales tengan una contención de gas menor que 0.2 para ser menor que 80, más preferiblemente menor que 40, todavía más preferiblemente menor que 20, aun más preferiblemente menor que 12, y mucho más preferiblemente menor que 5. Se prefiere que el número de cortes horizontales tengan una contención de gas menor que 0.3 para ser menor que 120, más preferiblemente menor que 80, todavía más preferiblemente menor que 40, aun más preferiblemente menor que 20, y mucho más preferiblemente menor que 15. Con referencia nuevamente a las FIGS. 1 y 2, se ha descubierto que el tubo rociador oxidante 34 más bajo en la zona de reacción 28 proporciona varias ventajas, que incluyen la reducción de la cantidad de las zonas no aireadas en el medio de reacción 36. Dado una altura "H" del medio de reacción 36, una longitud "L" de la zona de reacción 28, y un diámetro máximo "D" de la zona de reacción 28, se prefiere que una mayoría (es decir, >50 por ciento en peso) de la corriente de oxidante sea introducida en la zona de reacción 28 dentro de aproximadamente 0.025H, 0.022L, y/o 0.25D del extremo inferior 52 de la zona de reacción 28. Más preferiblemente, una mayoría de la corriente de oxidante se introduce en la zona de reacción 28 dentro de aproximadamente 0.02H, 0.018L, y/o 0.2D del extremo inferior 52 de la zona de reacción 28. Mucho más preferiblemente, una mayoría de la corriente de oxidante se introduce en la zona de reacción 28 dentro de 0.015H, 0.013L, y/o 0.15D del extremo inferior 52 de la zona de reacción 28.- En la modalidad ilustrada en la FIG. 2, la distancia vertical "Yi" entre el extremo inferior 52 de la zona de reacción 28 y la salida de los orificios de oxidante superiores 68 del tubo rociador de oxidante 34 es menos que aproximadamente 0.25H, 0.22L, y/o 0.25D, de modo que sustancialmente todo de la corriente de oxidante entra en la zona de reacción 28 dentro de aproximadamente 0.25H, 0.22L, y/o 0.25D del extremo inferior 52 de la zona de reacción 28.-Más preferiblemente, Yi es menor que aproximadamente 0.02H, 0.018L, y/o 0.2D. Mucho más preferiblemente, Yi es menor que 0.015H, 0.013L, y/o 0.15D, pero más que 0.005H, 0.004L, y/o 0.06D. La FIG. 2 ilustra una línea tangente 72 en la ubicación donde el borde de fondo del cuerpo medio cilindrico 46 de la coraza de recipiente 22 se une con el borde superior de la cabeza elíptica 48 de la coraza de recipiente 22. Alternativamente, la cabeza inferior 48 puede ¡ser de cualquier forma incluyendo cónica, y la linea tangente todavía se define como el borde de fondo del cuerpo medio cilindrico 46. La distancia vertical "Y2" entre La línea tangente 72 y la parte superior del tubo rociador de oxidante 34 es preferiblemente por lo menos a aproximadamente 0.0012H, 0.001L, y/o 0.01D; más preferiblemente por lo menos aproximadamente 0.005H, 0.004L, y/o 0.05D; y mucho más preferiblemente por lo menos 0.01H, 0.008L, y/o 0.1D. La distancia vertical "Y " entre el extremo inferior 52 de la zona de reacción 28 y la salida de los orificios de oxidante inferiores 70 del tubo rociador de oxidante 34 es preferiblemente menor que aproximadamente 0.0015H, ' 0.013L, y/o 0.15D; más preferiblemente menor que aproximadamente 0,012H, 0.01L, y/o 0.1D; y mucho más preferiblemente menor que 0.01H, 0.008L, y/o 0.075D, pero más que 0.003H, 0.002L, y/o 0.025D. En una modalidad preferida de la presente invención, los orificios que descargan la corriente de oxidante y la corriente de alimentación en la zona de reacción se configuran de modo que la cantidad (en peso) del oxidante o la corriente de alimentación descargada desde un orificio son directamente proporcionadas al área abierta del orificio. Así, por ejemplo, si 50 por ciento del área abierta acumulativa definida por todos los orificios de oxidante se I localizan dentro de 0.15D del fondo de la zona de reacción, entonces 50 por ciento en peso de la corriente de oxidante entra en la zona de reacción dentro de 0.15D del fondo de la zona de reacción y viceversa. Además de las ventajas proporcionadas al minimizar las zonas no aireadas (es decir, zonas con contención de gas baja) en un medio de reacción 36, se ha descubierto que la oxidación se puede aumentar al maximizar la contención de gas del medio de reacción entero 36. El medio de reacción 36 preferiblemente tiene contención de gas promediado en tiempo y promediado en volumen de por lo menos aproximadamente 0.4, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.6 a aproximadamente 0.9, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.-65 a 0.85. Varios atributos físicos y operacionales del reactor de columna de burbujeo 20 contribuyen a la contención de gas alta discutida en lo anterior. Por ejemplo, para un tamaño de reactor dado y flujo de corriente de oxidante, la relación L:D alta' de la zona de reacción 23 produce un diámetro inferior el cual incrementa la velocidad superficial en el medio de reacción 36 que a su vez incrementa la contención de gas. Adicionalmente, el diámetro actual de una columna de burbujeo y la relación L:D son conocidas por influenciar la detención del gas promedio aun para una velocidad superficial constante dada. Además, la minimización de las zonas no aireadas, particularmente en el fondo de la zona de reacción 28, contribuye a un valor de contención de gas incrementado. Además, la presión de la parte de arriba y la configuración mecánica del reactor de columna de burbujeo pueden afectar la estabilidad de operación en las velocidades superficiales altas y los valores de contención de gas divulgados en la presente. Además, los inventores han descubierto la importancia de operación con una presión de parte de arriba optimizada para obtener la contención de gas incrementada y la transferencia de masa incrementada. Podría aparecer que la operación con una presión de parte de arriba inferior, que reduce la solubilidad del oxígeno molecular de acuerdo a un efecto de Law Henry, reduciría la proporción de transferencia de masa del oxígeno molecular del gas al líquido. En un recipiente mecánicamente agitado, tal es típicamente el caso debido a los niveles de aireación y las proporciones de transferencia de masa se denominan por el diseño del agitador y la presión de la parte de arriba. Sin embargo, en un reactor de columna de burbujeo de acuerdo a una modalidad preferida de la presente invención, se ha descubierto como usar una presión de la parte de arriba inferior para causar una masa dada de corriente de oxidante en fase de gas para ocupar más volumen, incrementar la velocidad superficial en el medio de reacción 36 y a su vez incrementar la contención de gas y proporción de transferencia de oxigeno molecular. El balance entre la coalescencia y dispersión del burbujeo es un fenómeno extremadamente complicado, conduciendo por una parte a una tendencia a la espuma, lo cual reduce las proporciones de circulación internas de la fase líquida y lo cual puede requerir, zonas de desacoplamiento muy grandes, y por otra parte una tendencia a más pocas, burbujas muy grandes que dan una contención de gas inferior y proporción de transferencia de masa más baja de la corriente de oxidante a la fase líquida. Concerniente a la fase liquida, su composición, densidad, viscosidad y tensión de superficie, entre otros factores, son conocidas para interactuar en una manera muy complicada para i producir resultados muy complicados aun en la ausencia de una fase sólida. Por ejemplo, los investigadores de laboratorio han encontrado útil calificar si el "agua" es agua potable, agua destilada, o agua desionizada, cuando reportan y evalúan las observaciones para las columnas de burbujeo de agua-aire aun simples. Para las mezclas complejas en la fase líquida y para la adición de una fase sólida, el grado de complejidad se eleva adicionalmente. Las irregularidades de superficie de las partículas individuales de sólidos, el tamaño promedio de sólidos, la distribución de tamaño de partícula, la cantidad de sólidos relativa a la fase líquida, y la habilidad de liquido para humedecer la superficie del sólido entre otras cosas, todas son importantes en su interacción con ¡la fase líquida y la corriente de oxidante en establecer I que el comportamiento del burbujeo y los patrones de flujo de convención natural resultarán. Así, la habilidad del reactor de columna de burbujeo para funcionar útilmente con las velocidades superficiales altas y la contención de gas alta divulgada en la presente depende, por ejemplo, en una selección apropiada de: (1) la composición de la fase líquida del medio de reacción; (2) la cantidad y tipo de los sólidos precipitados, ambos de los cuales se pueden ajustar mediante condiciones de reacción; (3) la cantidad de la corriente de oxidante alimentada al reactor; (4) la presión de la parte de arriba que afecta el flujo volumétrico de la corriente de oxidante, la estabilidad de las burbujas, y, por la vía del balance de energía, la temperatura de reacción; (5) la temperatura de reacción por sí misma, que afecta las propiedades del fluido, las propiedades de los sólidos precipitados, y el volumen específico de la corriente de oxidante; y (6) los detalles de geometría y mecánica de recipiente de reacción, incluyendo la relación L: D. ; Con referencia nuevamente a la FIG. 1, se ha descubierto' que la distribución mejorada del compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno) en el medio de reacción 36 se puede proporcionar al introducir una corriente de alimentación en fase líquida en la zona de reacción 28 en ubicaciones verticalmente espaciadas múltiples. Preferiblemente, la corriente de alimentación en fase líquida se introduce en la zona de reacción 28 por la vía de por lo menos 3 orificios de alimentación, más preferiblemente por lo menos 4 orificios de alimentación. Como se utiliza en la presente, el término "orificios de alimentación" indicará los orificios donde la corriente de alimentación en fase líquida se descarga en la zona de reacción 28 para mezclarse con el medio de reacción 36. Se prefiere que por lo menos dos de los orificios de alimentación estén especiadas verticalmente de una a la otra por al menos aproximadamente 0.5D, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 1.5D, y mucho más preferiblemente por lo menos 3D. Sin embargo, se prefiere que el orificio de alimentación más alto sea espaciado verticalmente del orificio de oxidante más bajo pero no más de aproximadamente 0.75H, 0.65L y/o 8D; más preferiblemente no más que aproximadamente 0.5H, 0.4L y/o 5D; y mucho más preferiblemente no más que 0.4H, 0.35L y/o 4D. Aunque es deseable introducir la corriente de alimentación en fase liquida en ubicaciones verticales múltiples, también se ha descubierto que la distribución mejorada en el compuesto oxidable en el medio de reacción 36 se proporciona si la mayoría de la corriente de alimentación en fase líquida se introduce en la mitad del fondo en el medio de reacción 36 y/o la zona de reacción 28. Preferiblemente, por lo menos aproximadamente 75 por ciento en peso de la corriente de alimentación en la fase líquida se introduce en la mitad del fondo del medio de reacción 36 y/o la zona de reacción 28. Mucho más preferiblemente por lo menos 90 por ciento en peso de la corriente de alimentación en fase líquida se introduce en la mitad del fondo del medio de reacción 36 y/o la zona de reacción 28. Además, se prefiere que lo menos 30 por ciento en peso de la corriente de alimentación en fase líquida se introduzca en la zona de reacción 28 dentro de aproximadamente 1.5D de la ubicación vertical más baja donde la corriente de oxidante se introduce en la zona de reacción 28. Esta ubicación vertical más baja donde la corriente de oxidante se introduce en la zona de reacción 28 es típicamente en el fondo del tubo rociador de oxidante; sin embargo, una variedad de configuraciones alternativas para introducir la corriente de oxidante de la zona de reacción 28 se contemplan por una modalidad de la presente invención. Preferiblemente, por lo menos aproximadamente 50 por ciento en peso de la alimentación en fase líquida se introduce dentro de aproximadamente 2.5D de la ubicación vertical más baja donde la corriente de oxidante se introduce en la zona de reacción 28. Preferiblemente, por lo menos aproximadamente 75% en peso de la corriente de alimentación en fase líquida se introduce dentro de aproximadamente 5D de la ubicación vertical más baja donde la corriente oxidante se introduce en la zona de reacción 28. Cada orificio de alimentación define un área abierta a través de la cual la alimentación se descarga. Se prefiere por lo menos aproximadamente 30 por ciento del área abierta acumulativa de todas las entradas de alimentación se localicen dentro de aproximadamente 1.5D de la ubicación vertical más baja donde la corriente de oxidante se introduce en la zona de reacción 28. Preferiblemente, por lo menos aproximadamente 50 por ciento del área abierta acumulativa de todas las entradas de alimentación se localizan dentro de aproximadamente 2.5D de la ubicación vertical más baja donde la corriente de oxidante se introduce en la zona de reacción 28. Preferiblemente, por lo menos aproximadamente 75 por ciento del área abierta acumulativa de todas las entradas de alimentación se localizan dentro de aproximadamente 5D de la ubicación vertical más baja donde la corriente de oxidante se introduce en la zona de reacción 28. Con referencia nuevamente a la FIG. 1, en una modalidad de la presente invención, las entradas de alimentación 32a, b, c, d son simplemente una serie de orificios verticalmente alineados a lo largo del lado de la coraza de recipiente 22. Estos orificios de alimentación preferiblemente tienen diámetros sustancialmente similares de menos que aproximadamente 7 centímetros, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.25 a aproximadamente 5 centímetros, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.4 a 2 centímetros. El reactor de columna de burbujeo 20 preferiblemente está equipado con un sistema para controlar el gasto de flujo de la corriente de alimentación en fase líquida fuera de cada orificio de alimentación. Tal sistema de control de flujo preferiblemente incluye una válvula de control de flujo individual 74a, b, c, d para cada entrada de alimentación respectiva 32a, b, c, d. Además, se prefiere que el reactor de columna de burbujeo 20 sea equipado con un sistema de control de flujo que permite por lo menos una porción de la corriente de alimentación en fase liquida ser introducida en la zona de reacción 28 en una velocidad superficial de entrada elevada de por lo' menos aproximadamente 2 metros por segundo, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 5 metros por segundo, todavía más preferiblemente por lo menos aproximadamente 6 metros por segundo, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 8 a 20 metros por segundo. Como se utiliza en la presente, el término "velocidad superficial de entrada" indica el gasto de flujo volumétrico promediado en tiempo de la corriente de alimentación fuera del orificio de alimentación dividido por el área del orificio de alimentación. Preferiblemente por lo menos aproximadamente 50 por ciento de la corriente de alimentación se introduce en la zona de reacción 28 a una velocidad superficial de entrada elevada. Mucho más preferiblemente, de manera sustancial toda la corriente de alimentación se introduce en la zona de reacción 28 a una velocidad superficial de entrada elevada. Con referencia ahora a las FIGS. 6-7, un sistema alternativo para introducir la corriente de alimentación en fase líquida en la zona de reacción 28 es ilustrado. En esta modalidad, la corriente de alimentación se introduce en la zona de reacción 28 en cuatro elevaciones diferentes. Cada elevación está equipada con un sistema de distribución de alimentación respectivo 76a, b, c, d. Cada sistema de distribución de alimentación 76 incluye un conducto de alimentación medio 78 y un múltiple 80. Cada múltiple 80 se proporciona con por lo menos 2 salidas 82, 84 acopladas a los conductos de inserción respectivos 86, 88, que se extienden en la zona de reacción 28 de la coraza de recipiente 22. Cada conducto de inserción, 86, 88 presenta un orificio de alimentación respectiva, 87, 89 para descargar la corriente de alimentación en la zona de reacción 28. Los orificios de alimentación 87, 89 preferiblemente tienen diámetros sustancialmente similares de menor que aproximadamente 7 centímetros, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.25 a aproximadamente 5 centímetros, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.4 a 2 centímetros. Se prefiere que los orificios de alimentación 87, 89 de cada sistema de distribución de distribución de alimentación 76a, b, b, d sean opuestos diametricalmente a fin de introducir la corriente de alimentación en la zona de reacción 28 en las direcciones3 opuestas. Además, se prefiere que los orificios de alimentación diametralmente opuestos 86, 88 de los sistemas de distribución de alimentación adyacentes 76 sean orientados a 90° de rotación relativos uno al otro. En la operación, la corriente de alimentación en fase liquida se carga al conducto de alimentación medio 78 y subsecuentemente entra al múltiple 80. El múltiple 80 distribuye la corriente de alimentación uniformemente para la introducción simultánea sobre los lados opuestos del reactor 20 por la vía de los orificios de alimentación 87, 89. La FIG. 8 ilustra una configuración alternativa en donde cada sistema de distribución de alimentación 76 está equipado con tubos de bayoneta 90, 92 diferentes a los conductos de inserción 86, 88 (mostrados en la FIG. 7). Los tubos de bayoneta, 90, 92 se proyectan en la zona de reacción 28 e incluyen una pluralidad de orificios de alimentación pequeños 94, 96 para descargar la alimentación en fase líquida en la zona de reacción 28. Se prefiere que los orificios de alimentación pequeños 94, 96 de los tubos de bayoneta 90, 92 tengan sustancialmente los mismos diámetros de menor que aproximadamente 50 milímetros, mas de manera preferible de aproximadamente 2 a aproximadamente 25 milímetros y mucho más preferiblemente 4 a 15 milímetros. Las FIGS. 9-11 ilustran un sistema de distribución de alimentación alternativo 100. El sistema de distribución de alimentación 100 introduce la corriente de alimentación en fase líquida a una pluralidad de ubicaciones verticalmente espaciadas y lateralmente espaciadas sin el requerimiento de penetraciones múltiples de la pared lateral del reacotar de columna de burbujeo 20. El sistema de introducción de alimentación 100 generalmente incluye un conducto de entrada solo 102, un cabezal 104 una pluralidad de tubos de distribución rectos 106, un mecanismo de soporte lateral 108, y un mecanismo de soporte vertical 110. El conducto de entrada 102 penetra la pared lateral del cuerpo medio 46 de la coraza de recipiente 22. El conducto de entrada 102 se acopla fluidamente al cabezal 104. El cabezal 104 distribuye la corriente de alimentación recibida del conducto de entrada 102 uniformemente entre los tubos de distribución rectos 106. Cada tubo de distribución 106 tiene una pluralidad de orificios de alimentación verticalmente espaciadas 112a, b, c, d para descargar la corriente de alimentación en la zona de reacción 28. El mecanismo de soporte lateral 108 se acopla a cada tubo de distribución 106 e inhibe el movimiento lateral relativo de los tubos de distribución 106. El mecanismo de soporte vertical 110 preferiblemente se acopla al mecanismo de soporte lateral 108 y a la parte superior del ! tubo rociador de oxidante 34. El mecanismo de soporte vertical 110 sustancialmente inhibe el movimiento vertical de los tubos de distribución 106 en la zona de reacción 28. Se prefiere que los orificios de alimentación 112 tengan sustancialmente los mismos diámetros que menor que aproximadamente 50 milímetros, más de manera preferible aproximadamente 2 a aproximadamente 25 milímetros, y mucho más preferiblemente 4 a 15 milímetros. El espaciamiento vertical de los orificios de alimentación 112 del sistema de distribución de alimentación 100 ilustrado en las FIGS. 9-11 puede ser sustancialmente el mismo como se describe en lo anterior, con referencia al sistema de distribución de alimentación de la FIG. 1. Se ha descubierto que los patrones de flujo del medio de reacción en muchos reactores de columna de burbujeo pueden permitir la distribución azimutal desigual del compuesto oxidable en el medio de reacción, especialmente cuando el compuesto de oxidable se introduce principalmente a lo largo de un lado del medio de reacción. Como se utiliza en la presente el término "azimutal" indicará un ángulo o espacio alrededor del eje recto de alargamiento de la zona de reacción. Como se utiliza en la presente, "recto" significará dentro de 45 grados de vertical. En una modalidad de la i presente invención, la corriente de alimentación que contiene el compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno) se introduce en la zona de reacción por la vía de una pluralidad de orificios de alimentación azimutalmente espaciados!. Estos orificios de alimentación azimutalmente espaciados pueden ayudar a prevenir a las regiones de las concentraciones de compuesto oxidable excesivamente altas y excesivamente bajas en el medio de reacción. Los sistemas de introducción de alimentación varios ilustrados en las FIGS. 6-11 son ejemplos de sistemas que proporcionan el espaciamiento azimutal apropiado de los orificios de alimentación. Con referencia nuevamente a la FIG. 7, a fin de cuantificar la introducción azimutalmente espaciada de la corriente de alimentación en fase líquida en el medio de reacción, el medio de reacción se puede dividir teóricamente en cuatro cuadrantes azimutales rectos "Qi, Q2, Q3 Q4" de volumen aproximadamente igual. Estos cuadrantes azimutales "Qi, Q2 , Qi , Q4" se definen por un par de planos verticales perpendiculares de inserción imaginaria "Pi, P2" gue se extienden más allá de la dimensión vertical máxima y dimensión radial máxima del medio de reacción. Cuando el medio de reacción está contenido en un recipiente cilindrico, la línea de inserción de los planos verticales de inserción imaginarios, Pí r P2 serán aproximadamente coincidentes con la linea central vertical del cilindro, y cada cuadrante azimutal Q?,Q2,Q3 Q serán un volumen vertical generalmente en forma de cuña que tienen una altura igual a la altura del medio de reacción. Se prefiere que una porción sustancial del compuesto oxidable se cargue en el medio de reacción por la vía de los orificios de alimentación localizados en| por lo menos dos cuadrantes azimutales diferentes. En una modalidad preferida de la presente invención, no más de aproximadamente 80 por ciento en peso del compuesto oxidable se descarga en el medio de reacción a través de los orificios de alimentación que se pueden localizar en un cuadrante azimutal solo. Más preferiblemente, no más de aproximadamente 60 por ciento del compuesto oxidable se descarga en el medio de reacción a través de los orificios de alimentación que se pueden localizar en un cuadrante azimutal solo. Mucho más preferiblemente, no más de 40 por ciento en peso del compuesto oxidable se descarga en el medio de reacción a través de los orificios de alimentación que se pueden localizar en un cuadrante azimutal solo. Estos parámetros para la distribución azimutal del compuesto oxidable se miden cuando los cuadrantes azimutales se oriental azimutalmente tal que la cantidad posible máxima del compuesto oxidable está siendo descargado en uno de los cuadrantes azimutales. Por ejemplo, si la corriente de alimentación completa se descarga en el medio de reacción por la vía de dos orificios de alimentación que están azimutalmente espaciados del uno al otro por 89 grados, para propósitos de determinar la distribución azimutal en cuatro cuadrantes azimutales, 100 por ciento en peso de la corriente I de alimentación se descarga en el medio de reacción en un cuadrante azimutal solo debido a que los cuadrantes azimutales se pueden orientar azimutalmente de tal manera que i ambos de los orificios de alimentación se localizan en un cuadrante azimutal solo. Además de las ventajas asociadas con el espaciamiento azimutal apropiado de los orificios de alimentación, también se ha descubierto que el espaciamiento I radial apropiado de los orificios de alimentación en un reactor de columna de burbujeo también puede ser importante. Se prefiere que una porción sustancial del compuesto oxidable introducido en el medio de reacción sea descargado por la via de orificios de alimentación que están radialmente espaciados hacia adentro de la pared lateral del recipiente. Así, en una modalidad de la presente invención, una porción sustancial del compuesto oxidable entra a la zona de reacción por la vía de los orificios de alimentación localizados en una "zona de alimentación" radial preferida que está espaciada hacia dentro de las paredes laterales rectas que definen la zona de reacción . Con referencia nuevamente a la FIG. 7, la zona de alimentación radial preferida "FZ" puede tomar la forma de un cilindro recto teórico centrado en la zona de reacción 28 y que tiene un diámetro externo (Do) de 0.9D, donde "D" es el diámetro de la zona de reacción 28. Asi, un anillo externo "OA" que tiene un grueso de 0.05D se define entre la zona de alimentación radial preferida FZ y el interior de la pared lateral que define la zona de reacción 28. Se prefiere que poco o nada del compuesto oxidable sea introducido en la zona de reacción 28 por la vía de los orificios de alimentación localizados en este anillo externo OA. En otra modalidad, se prefiere que poco o nada del compuesto oxidable sea introducido en el centro de la zona de reacción 28. Así, como se ilustra en la FIG. 8, la zona de alimentación radial preferida FZ puede tomar la forma de un anillo recto teórico centrado en la zona de reacción 28, que tiene un diámetro externo Do de 0.9D, y que tiene un diámetro interno Di de 0.2D. Así, en esta modalidad, un cilindro interno que tiene un diámetro de 0.2D se "corta" del centro de la zona de alimentación radial preferida FZ . Se prefiere que poco o nada del compuesto oxidable sea introducido en la zona de reacción 28 por la vía de los orificios de la alimentación localizado en este cilindro interno IC. En una modalidad preferida de la presente invención, una porción sustancial del compuesto oxidable se introduce en el medio de reacción 36 por la vía de los orificios de alimentación localizados en la zona de alimentación radial preferida, sin considerar si la zona de alimentación radial preferida tiene la forma cilindrica o anular descrita en lo anterior. Más preferiblemente, en por lo menos aproximadamente 25 por ciento del compuesto Oxidable ase descarga en el medio de reacción 36 por la vía de los orificios de alimentación localizados en la zona de alimentación radial preferida. Todavía más preferiblemente, por lo menos aproximadamente 50% en peso del compuesto oxidable se descarga en el medio de reacción 36 por la vía de los orificios de alimentación localizados en la zona de alimentación radial preferida. Mucho más preferiblemente, por lo menos 75 por ciento en peso del compuesto oxidable se descarga en el medio de reacción 36 por la via de los orificios de alimentación localizados en la . zona de alimentación radial preferida. Aunque los cuadrantes azimutales teóricos y la zona de alimentación radial preferida teórica en las FIGS. 7 y 8 se describen con referencia a la distribución de> de la corriente de alimentación en fase liquida, se ha descubierto que la distribución azimutal y radial apropiada de la distribución de la corriente de oxidante en fase de gas también puede proporcionar ciertas ventajas. Así, en una modalidad de la presente invención, la descripción de la distribución azimutal y radial de la corriente de alimentación en fase líquida, proporcionada en lo anterior, también aplica en la manera en la que la corriente de oxidante en fase de gas se introduce en el medio de reacción 36. Con referencia ahora a las FIGS. 12-15, un tubo rociador de oxidante alternativo 200 se ilustra como generalmente que comprende un miembro de anillo 202 y un par de conductos de entrada de oxidante 204, 206. El tubo rociador de oxidante 200 de las FIGS. 13-15 es similar al i tubo rociador de oxidante 34 de las FIGS. 1-11 con las siguientes tres diferencias primarias: (1) el tubo rociador oxidante 200 no incluye un miembro cruzado diagonal; (2) la porción superior del miembro de anillo 202 no tiene orificios para descargar el oxidante en una dirección hacia arriba; y (3) el tubo rociador de oxidante 2002 tiene mucho más orificios en la porción inferior del miembro de anillo 202. Como quizás mejor se ilustra en las FIGS. 14 y 15, la porción de fondo del anillo de tubo rociador de oxidante 202 presenta una pluralidad de orificios de oxidante 208. Los orificios de oxidante 208 son preferiblemente configurados tal que por lo menos aproximadamente 1 por ciento del área abierta total definida por los orificios de oxidante 208 se localiza abajo de la linea central 210 (FIG. 15) del miembro de anillo 202, donde la linea central 210 se localiza en la elevación del centroide volumétrico del miembro de anillo 202. Más preferiblemente, por lo menos aproximadamente 5 por ciento del área abierta total definida por todos los orificios de oxidante 208 se localizan abajo de la línea central 210 con por lo menos aproximadamente 2 por ciento del área abierta total que se define por los orificios 208 que descargan la corriente de oxidante en una dirección generalmente hacia abajo dentro de aproximadamente 30 grados de vertical todavía más preferiblemente, por lo menos aproximadamente 20 por ciento del área abierta total definida por todos lo orificios de oxidante 208 se localiza abajo de la línea central 210, con por lo menos aproximadamente 10 por ciento del área abierta total que se define por los orificios 208 que descargan la corriente de oxidante en una dirección generalmente hacia abajo dentro de 30 grados del vertical. Mucho más preferiblemente, por lo menos aproximadamente 75 por ciento del área abierta total definida por todos los orificios de oxidante 208 se localiza abajo de la línea central 210, con por lo menos aproximadamente 40 por ciento del área abierta total que se define por los orificios 208 que descargan la corriente de oxidante en una dirección generalmente hacia abajo dentro de 30 grados del vertical. La fracción del área abierta total definida por todos los orificios de oxidante 208 que se localizan arriba de la línea central 210 es preferiblemente menor que aproximadamente 75 por ciento, más preferiblemente menor que aproximadamente 50 por ciento, todavía más preferiblemente menor que aproximadamente 25 por ciento, y mucho más preferiblemente menor que 5 por ciento. Como se ilustra en las FIGS. 14 y 15, los orificios de oxidante 208 incluyen los orificios hacia abajo 208a y los orificios oblicuos 208b. Los orificios hacia abajo 208a se configuran para descargar la corriente de oxidante generalmente hacia abajo en un ángulo dentro de aproximadamente 30 grados de vertical, más preferiblemente dentro de aproximadamente 15 grados de vertical, y mucho más preferiblemente dentro de 5 grados de vertical. Los orificios oblicuos 208b se configuran para descargar la corriente de oxidante generalmente hacia afuera y hacia abajo en un ángulo "A" que está en el intervalo de aproximadamente 1 a aproximadamente 75 grados del vertical, más preferiblemente el ángulo A está en el intervalo de aproximadamente 30 a aproximadamente 60 grados del vertical, y mucho más preferiblemente el ángulo A está en el intervalo de aproximadamente 40 a 50 grados de vertical. Se prefiere que sustancialmente todos los orificios de oxidante 208 tengan aproximadamente el mismo diámetro. El diámetro de los orificios de oxidante 208 está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 2 a aproximadamente 300 milímetros, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 4 a aproximadamente 120 milímetros, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 8 a 60 milímetros. El número total de orificios de oxidante 208 en el miembro de anillo 202 se selecciona para cumplir los criterios de caída de presión bajos detallados enseguida. Preferiblemente, el número total de orificios de oxidante 208 formados en el miembro de anillo 202 es por lo menos aproximadamente 10, más preferiblemente el número total de orificios oxidante 208 está en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 200, y mucho más preferiblemente el número total de orificios de oxidante 208 está en el intervalo de 40 a 100. Aunque las FIGS. 12-15 ilustran una configuración muy específica para el tubo rociador de oxidante 200, ahora se menciona que una variedad de configuraciones de tubo rociador de oxidante se puede emplear para lograr las ventajas descritas en la presente. Por ejemplo, el tubo rociador de oxidante no necesita necesariamente tener la configuración de miembro de anillo octagonal ilustrado en las FIGS. 12-13. Más bien, es posible para el tubo rociador de oxidante ser formado de cualquier configuración de conducto (s) de flujo que emplea una pluralidad de orificios espaciados para descargar la corriente de oxidante. El tamaño, número, y dirección de descarga de los orificios de oxidante en el conducto de flujo están preferiblemente dentro de los intervalos establecidos en lo anterior. Además, el tubo rociador de oxidante preferiblemente se configura para proporcionar la distribución azimutal y radial del oxígeno molecular descrito en lo anterior, Sin considerar la configuración específica del tubo rociador de oxidante se prefiere que el tubo rociador oxidante se configure físicamente y se opere en una manea que minimice la caída de presión asociada con la descarga de la corriente de oxidante afuera del conducto (s) de flujo, a través de los orificios de oxidante, y en la zona de reacción. Tal caída de presión se calcula como la presión estática promediada en tiempo de la corriente de oxidante dentro del conducto de flujo en las entradas de oxidante 66a, b, c, d del tubo rociador de oxidante menos la presión estática promediada en tiempo en la zona de reacción en la elevación donde una mitad de la corriente de oxidante se introduce arriba de la ubicación vertical y una mitad de la corriente de oxidante se introduce abajo de la ubicación vertical. En una modalidad preferida de la presente invención, la caída de presión promediada en tiempo asociada con la descarga de la corriente de oxidante del tubo rociador de oxidante es menor que aproximadamente 0.3 megapascal (MPa), más preferiblemente menos que aproximadamente 0.2 MPa, todavía más preferible menor que aproximadamente 0.1 MPa, y mucho más preferiblemente menor que 0.05 MPa. Bajo las condiciones de operación preferidas del reactor de columna de burbujeo descritas en la presente, la presión de la corriente de oxidante dentro del conducto (s) de flujo del tubo rociador de oxidante está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.35 a aproximadamente 1 MPa, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.45 a aproximadamente 0.85 MPa, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.5 a 0.7 MPa. Como es aludido en lo anterior con referencia a la configuración del tubo rociador de oxidante ilustrado en las FIGS. 2-5, puede ser deseable lavar continuamente o periódicamente el tubo rociador de oxidante con un líquido (por ejemplo, ácido acético, agua, y/o para-xilen'o) para prevenir el ensuciamiento del tubo rociador de oxidanbe con sólidos. Cuando tal lavado con líquido se emplea, es preferido para una cantidad efectiva del líquido (es decir, no solo la cantidad menor de gotitas de líquido que ' podrían naturalmente estar presentes en la corriente de oxidante ser' pasada a través del tubo rociador de oxidante y fuera de los orificios de oxidante para por lo menos un período de más de un minuto cada día. Cuando un líquido se descarga continuamente o periódicamente del tubo rociador de oxidante, se prefiere que la relación del gasto de flujo de masa del líquido a través del tubo rociador de oxidante al gasto de flujo de masa del oxígeno molecular a través del tubo rociador de oxidante esté en el intervalo de aproximadamente 0.05:1 a aproximadamente 30:1, o en el intervalo de aproximadamente 0.1:1 a aproximadamente 2:1, o aun en el intervalo de 0.2:1 a 1:1. En una modalidad de la presente invención, una porción significante del compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno) se puede introducir en la zona de reacción a través del tubo rociador de oxidante. En tal configuración, se prefiere que el compuesto oxidable y el oxígeno molecular sean descargados del tubo rociador de oxidante a través de los mismos orificios en el tubo rociador de oxidante. Como se menciona en lo anterior, el compuesto oxidable es típicamente un líquido en STP. Por lo tanto, en esta modalidad, una corriente de dos fases se puede descargar desde .el tubo rociador de oxidante, con la fase líquida que comprende el compuesto oxidable y la fase de gas que comprende el oxígeno molecular. Se debe reconocer, sin embargo, que por lo menos una porción del compuesto oxidable puede estar en un estado gaseoso cuando se descarga desde el tubo rociador de oxidante. En una modalidad, la fase líquida descargada del tubo rociador de oxidante está formada predominantemente del compuesto oxidable. En otra modalidad, la fase liquida descargada del tubo rociador de oxidante tiene sustancialmente la misma composición como la corriente de alimentación, descrita en lo anterior. Cuando la fase liquida descargada del tubo rociador de oxidante tiene sustancialmente la misma composición como la corriente de alimentación, tal fase liquida puede comprender un solvente y/o un sistema de catalizador en las cantidades y relaciones descritas a lo anterior con referencia a la composición de la corriente de alimentación. En una modalidad de la presente invención, se prefiere que por lo menos aproximadamente 10 por ciento en I peso para todo el compuesto oxidable introducido en la zona de reacción sea introducido por la vía del tubo rociador de oxidante, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 40 por ciento en peso del compuesto oxidable se introduce en la zona de reacción por la via del tubo rociador de oxidante, y mucho más preferiblemente por lo menos 80 por ciento en peso del compuesto oxidable se introduce en la zona de reacción por la vía del tubo rociador oxidante. Cuando todo o parte del compuesto oxidable es introduce en la zona de reacción por la vía del tubo rociador oxidante, se prefiere que por lo menos aproximadamente 10 por ciento en peso de todo el oxígeno molecular introducido en la zona de reacción se ha introducido por la vía del mismo tubo rociador de oxidante, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 40 por ciento en peso del compuesto oxidable se introduce en la zona de reacción por la vía del mismo tubo rociador de oxidante, y mucho más preferiblemente por lo menos 80 por ciento en peso del compuesto oxidable se introduce en la zona de reacción por la vía del mismo tubo rociador de oxidante. Cuando una porción significante del compuesto oxidable se introduce en la zona de reacción por la via del tubo rociador de oxidante, se prefiere que uno o más dispositivos de detección de temperatura (por ejemplo, termopares) sean colocados en el tubo rociador de oxidante. Estos sensores de temperatura se pueden emplear para ayudar asegurarse que la temperatura en el tubo rociador de oxidante no llegue a ser peligrosamente alta . Con referencia ahora a las FIGS. 16-18, el reactor de columna de burbujeo 20 se ilustra como que incluye un recipiente de desaireación interna 300 colocado en el fondo de la zona de reacción 28 cerca de la salida de suspensión 38. Se ha descubierto que las ' reacciones secundarias que forman impurezas ocurren en una proporción relativamente alta durante la desaireación del medio de reacción 36. Como se utiliza en la presente, "desaireación" indicará el desacoplamiento de una fase de gas del medio de reacción de fases múltiples. Cuando el medio de reacción 36 es altamente aireado (>0.3 de contención de gas), la formación de impurezas es mínima. Cuando el medio de reacción 36 es altamente desaireado (>0.01 de contención de gas), la formación de impurezas también es mínima. Sin embargo, cuando el medio de reacción es parcialmente aireado (0.01.0.3 de contención de gas) , las reacciones secundarias indeseables se promueven y se incrementan y las impurezas se generan. El recipiente de desaireación 300 dirige estos y otros problemas al minimizar el volumen del medio de reacción 36 en uri estado parcialmente aireado, y al minimizar el tiempo que toma para desairear el medio de reacción 36. Una suspensión sustancialmente desaireada se produce desde el fondo del recipiente de desaireación 300 si sale del reactor 20 por la vía de la salida de suspensión 38. La suspensión sustancialmente desaireada preferiblemente contiene menos que aproximadamente 5 por ciento en volumen de fase de gas, más preferiblemente menos que aproximadamente 2 por ciento en volumen de fase de gas, y mucho más preferiblemente menos que 1 por ciento en volumen de fase de gas. En la FIG. 16, el reactor de columna de burbujeo 20 se ilustra como que incluye un controlador de nivel 302 y una válvula de control de flujo 304. El controlador de nivel 302 y la válvula de control de flujo 304 cooperan para mantener el medio de reacción 36 en una elevación sustancialmente constante en la zona de reacción 28. El controlador de nivel 302 es operable para detectar (por ejemplo, al detectar el nivel de presión diferencial o al detectar el nivel nuclear) la elevación de la superficie superior 44 del medio de reacción 36 y generar una señal de control 306 responsiva a la elevación del medio de reacción 36. La válvula de control de flujo 304 recibe la señal de control 306 y ajusta el gasto de flujo de una suspensión a través de un conducto de salida de suspensión 308. Así, el gasto de flujo de la suspensión fuera de la salida de suspensión 38 puede variar entre un gasto de flujo volumétrico de suspensión máximo (Fmax) cuando la elevación del medio de reacción 36 es muy alta y un gasto de flujo volumétrico de suspensión minima (Fmax) cuando la elevación del medio de reacción 36 es muy baja. I A fin de remover el producto de oxidación de fase sólida de la zona de reacción 28, una porción primero se debe pasar a través del recipiente de desaireación 300. El recipiente de desaireación 300 proporciona un volumen interno de baja turbulencia que permite a la fase de gas del medio de reacción 36 a elevarse naturalmente fuera de la fase de líquido y sólido del medio de reacción 36 como el flujo de líquido y sólidos hacia abajo hacia la salida de suspensión 38. La elevación de la fase de gas fuera de las fases líquidas y sólidas es causada por la flotación hacia arriba natural de la fase de gas en las fases liquidas y sólidas. Cuando el recipiente de desaireación 300 se emplea, la transición del medio de reacción 36 desde un medio' de tres fases, completamente aireado para una suspensión de dos fases, completamente desaireada es rápida y eficiente. Con referencia ahora a las FIGS. 17 y 18, el recipiente de desaireación 300 incluye una pared lateral generalmente recta 308 que define una zona de desaireación 312 entre los mismos. Preferiblemente, la pared lateral 308 se extiende hacia arriba dentro de aproximadamente 300 grados del vertical, más preferiblemente dentro de aproximadamente 10 grados de vertical. Mucho más preferiblemente, la pared lateral 308 es sustancialmente vertical. La z'ona de desaireación 312 se separa de la zona de reacción 28 y tiene altura "h" y un diámetro "d". Un extremo superior 310 de la pared lateral 308 se abre para recibir el medio de reacción desde la zona de reacción 28 en el volumen interno 312. El I extremo inferior de la pared lateral 308 se acopla fluidamente a la salida de suspensión 38 por la vía de una transición 314. En ciertos casos, tal como cuando el orificio de la salida de suspensión 38 es grande o cuando el diámetro "d" de la pared lateral 308 es pequeña, la sección de transición 314 se puede eliminar. Como quizás mejor se ilustra en la FIG. 18, el recipiente de desaireación 300 también puede incluir un rompedor de vórtice 316 colocado en la zona de desaireación 312. El rompedor de vórtice 316 puede ser cualquier estructura operable para inhibir la formación de vórtices conforme las fases sólida y líquida fluyan hacia abajo hacia la salida de suspensión 38. A fin de permitir el desacoplamiento acoplado de la fase de gas de las fases de sólido y líquido en el recipiente de desaireación 300, la altura "h" y el área de sección transversal horizontal de la zona de desaireación interna 312 se seleccionan cuidadosamente. La altura "h" y el área de sección transversal horizontal de la zona de desaireación interna 312 debe proporcionar suficiente distancia y tiempo de modo que aun cuando la cantidad máxima de suspensión está siendo retirada (es decir, cuando la suspensión está siendo retirada en Fma ) , sustancialmente todo del volumen de burbujas de gas se puede elevar fuera de las fases de sólido y líquido antes de que las burbujas de gas alcancen la salida de fondo del recipiente de desaireación 300. Así, se prefiere que el área de sección transversal de la zona de desaireación 312 sea tal que la velocidad hacia abajo máxima (Vdmax¡) de las fases líquida y sólida a través de la zona de desaireación 312 sea sustancialmente menor que la velocidad de elevación natural (Vu) de las burbujas de fase de gas a través de las fases líquida y sólida. La velocidad hacia abajo máxima (Vdmax) de las fases líquida y sólida a través de la zona de desaireación 312 ocurre en el gasto de flujo volumétrico de suspensión máximo (Fmax) discutido en lo anterior. La velocidad de elevación natural (Vu) de las burbujas de gas a través de las fases líquida y sólida varía dependiendo del tamaño de las burbujas; sin embargo, la velocidad de elevación natural (Vu0.5) de las burbujas de gas de diámetro de 0.5 centímetros a través de las fases líquida y sólida se pueden utilizar como un valor de corte debido a que sustancialmente todo del volumen de burbujas inicialmente en el medio de reacción 36 serán más grandes que 0.5 centímetros. Preferiblemente, el área de sección transversal i de a zona de desaireación 312 es tal que la Vdmax es menor que aproximadamente 75 por ciento de Vu0.5 más preferiblemente Vdmax e.s menor que aproximadamente 40 por ciento de Vu0.5, mucho más preferiblemente la Vmax es menor que 20 por ciento de Vu0 5. La velocidad hacia abajo de las fases líquida y sólida en la zona de desaireación 312 del recipiente de desaireación 300 se calcula como el gasto de flujo volumétrico de la suspensión desaireada a través de la salida de la suspensión 38 dividida por el área de sección transversal mínima de la zona de desaireación 312. la velocidad hacia abajo de las fases líquida y sólida en la zona de desaireación 312 del recipiente de desaireación 300 es preferiblemente menor que aproximadamente 50 centímetros por segundo, más preferiblemente menor que aproximadamente 30 centímetros por segundo, y mucho más preferiblemente menor que 10 centímetros por segundo. Ahora se nota que aunque la pared lateral vertical 308 del recipiente de desaireación 300 se ilustra como que tiene una configuración cilindrica, la pared lateral 308 podría comprender una pluralidad de paredes laterales que forman una variedad de configuraciones (por ejemplo, triangular, cuadrada, u oval), mientras que las paredes definen un volumen interno que tiene un volumen apropiado, área de sección transversal, ancho "d" y altura "h". En una modalidad preferida de la presente invención, "d" está en el intervalo de aproximadamente 0.2 a aproximadamente 2 metros, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.3 a aproximadamente 1.5 metros, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.4 a 1.2 metros. En una modalidad preferida de la presente invención, "h" está en el intervalo de aproximadamente 0.3 metros a aproximadamente 5 metros, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.5 a aproximadamente 3 metros, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.75 a 2 metros. En una modalidad preferida de la presente invención, la pared lateral 308 es sustancialmente vertical de modo que el área de sección transversal horizontal de la zona de desaireación 312 es sustancialmente constante a lo largo de la altura completa "h" de la zona de desaireación 312. Preferiblemente, el área de sección transversal horizontal máxima en la zona de desaireación 312 es menos que 25 por ciento del área de sección transversal horizontal máxima de la zona de reacción 28. Más preferiblemente, el área de sección transversal horizontal máxima de la zona de desaireación 312 está en el intervalo de aproximadamenbe 0.1 a aproximadamente 10 por ciento del área de sección transversal máxima de la zona de reacción 28. Mucho más preferiblemente, el área de sección transversal horizontal máxima de la zona de desaireación 312 está en el intervalo de 0.25 a 4 por ciento del área de sección transversal horizontal máxima de la zona de reacción 28. Preferiblemente, el área de sección transversal horizontal máxima de la zona de desaireación 312 está en el intervalo de aproximadamente 0.02 a aproximadamente 3 metros cuadrados, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.05 a aproximadamente 2 metros cuadrados, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.1 a 1.2 metros cuadrados. El volumen de la zona de desaireación. 312 es preferiblemente menor que aproximadamente 5 por ciento del volumen total del medio de reacción 36 o la zona de reacción 28. Más preferiblemente, el volumen de la zona de desaireación 312 está en el intervalo de aproximadamente 0.01 a aproximadamente 2 por ciento del volumen total del medio de reacción 36 o la zona de reacción 28. Mucho más preferiblemente, el volumen de la zona de desaireación 312 está en el intervalo de 0.05 a aproximadamente 1 por ciento del volumen total del medio de reacción 36 o la zona de reacción 28. El volumen de la zona de desaireación 312 es preferiblemente menor que aproximadamente 2 metros cúbicos, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.01 a aproximadamente 1 metro cúbico, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.05 a 0.5 metros cúbicos. Volviendo ahora a la FIG. 19, el reactor de columna de burbujeo 20 se ilustran ya que incluye un recipiente de desaireación externo 400. En esta configuración, el medio de reacción aireado 36 se retira de la zona de reacción 28 por. la vía de un orificio elevado en el lado de la coraza de recipiente 22. El medio aireado retirado se transporta a un recipiente de desaireación externo 400 por la vía de un conducto exterior 402 para el desacoplamiento de la fase de gas de las fases sólida y líquida. La fase de gas desacoplada sale del recipiente de desaireación 400 por la vía del conducto 404, mientras que la .suspensión sustancialmente desaireada sale del recipiente de desaireación 400 por la vía del conducto 406. En la FIG. 19 el conducto de salida 402 se' muestra ya que es aproximadamente recto, horizontal, y ortogonal a la coraza de recipiente 22. Esto es meramente una configuración conveniente; y el conducto de salida 402 puede ser de otra manera en cualquier aspecto, probar que se conecta útilmente al reactor de columna de burbujeo 20 con el recipiente de desaireación externo 400. Volviendo al conducto 404, es útil para este conducto conectarse a o cerca del recipiente de desaireación superior 400 a fin de controlar una bolsa de gas estancada que contiene el compuesto oxidable y el oxidante. Además, los conductos 402 y 404 pueden comprender útilmente medios de aislamiento de flujo, tales como válvulas. Cuando el medio de reacción 36 se retira del reactor 20 por la vía de una salida elevada, como se muestra en la FIG. 19, se prefiere que el reactor de columna de burbujeo 20 esté equipado con una salida inferior 408 cerca del fondo 53 de la zona de reacción 28. La salida inferior 408 y el conducto inferior 410, acoplados en el mismo, se pueden utilizar para la desinventariación (es decir, vaciado del reactor 20 durante la suspensiones. Preferiblemente, una o más salida inferior 408 se proporciona en el fondo de un tercio de la altura del medio de reacción 36, más preferiblemente en el fondo de un cuarto del medio de reacción 36, y mucho más preferiblemente en el punto más bajo de la zona de reacción 28. Con el retiro de la suspensión elevada y el sistema de desaireación mostrado en la FIG. 19, el conducto inferior 410 y la salida 408 no se utilizan para retirar la suspensión de la zona de reacción 28 durante la oxidación. Es conocido en la técnica que los sólidos tienden a asentarse por fuerzas de gravedad en porciones no aireadas y de otra manera no agitadas de la suspensión, incluyendo en los conductos de flujo estancados. Además, los sólidos asentados (por ejemplo ácido tereftálico) pueden tender a solidificarse en grandes aglomerados a continuar la precipitación y/o reorganización cristalina. Así, a fin de evitar el taponamiento del conducto de flujo inferior 410, una fracción de la suspensión desaireada del fondo del recipiente de desaireación 400 se puede utilizar para lavar continuamente o intermitentemente el conducto inferior 410 durante la operación normal del reactor 20. Un medio preferido para proporcionar tal lavado de suspensión al conducto 410 es abrir periódicamente una válvula 412 en el conducto 410 y dejar una fracción de la suspensión desaireada fluir a través del conducto 410 y en la zona de reacción 28 por la vía del orificio interior 408. Aun cuando la válvula 412 está completamente o parcialmente abierta, únicamente una fracción de la suspensión desairada fluya a través del conducto inferior 410 y regresa a la zona de reacción 28. La fracción restante de la suspensión desaireada no se utiliza para lavar el conducto inferior 410 se lleva por la vía del conducto 414 lejos del reactor 20 para el procesamiento corriente abajo adicional (por ejemplo, purificación) . Durante la operación normal del reactor de columna de burbujeo 20 sobre una longitud sustancial de tiempo (por ejemplo, >100 horas), se prefiere que la cantidad de la suspensión desaireada utilizada para inundar el conducto inferior 410 sea menor que 50 por ciento en peso de la suspensión desaireada total producida del fondo del recipiente de desaireación 400, más preferiblemente menor que aproximadamente 20 por ciento en peso, y mucho más preferiblemente menor que 5 por ciento en peso. Además, se prefiere que durante una duración sustancial de tiempo el gasto de flujo de masa promedio de la suspensión desaireada utilizada para inundar el conducto inferior 410 sea menor que aproximadamente 4 veces el flujo de masa promedio del compuesto oxidable en la zona de reacción 28, más preferiblemente menor que aproximadamente 2 veces el gasto de flujo de flujo de masa promedio del compuesto oxidable en la zona de reacción 28, todavía más preferiblemente menor que el gasto de flujo de masa promedio del compuesto oxidable en la zona de reacción 28, y mucho más preferiblemente menor que 0.5 veces el gasto de flujo de masa promedio del compuesto oxidable en la zona de reacción 28. Con referencia nuevamente a la FIG. 19, el recipiente de desaireación 400 incluye una pared lateral preferiblemente cilindrica, sustancialmente vertical 416 que define una zona de desaireación 418. La zona de desaireación 418 tiene un diámetro "d" y una altura "h". La altura "h" se mide como la distancia vertical entre la ubicación donde el medio de reacción aireado entra al recipiente de desaireación 400 y al fondo de la pared lateral 416. La altura "h", el diámetro "d", área, y el volumen de la zona de desaireación 418 es de manera preferible sustancialmente la misma como es descrito en lo anterior con referencia a la zona de desaireación 312 del recipiente de desaireación 300 ilustrado en las FIGS. 16.18. Además, el recipiente de desaireación 400 incluye una sección superior 420 formada por la extensión de la pared lateral 416 arriba de la zona de desaireación 418. La sección superior 420 del recipiente de desaireación 400 puede ser de cualquier altura, aunque preferiblemente se extiende hacia arriba a o arriba del nivel del medio de reacción 36 en la zona de reacción 28. La sección superior 420 asegura que la fase de gas tenga lugar para desacoplarse apropiadamente de las fases líquida y sólida antes de salir del recipiente de desaireación 400 por la vía del conducto 404. Ahora se nota que aunque el conducto 404 se ilustre conforme regrese a la fase de gas desacoplada a la zona de desacoplamiento del reactor 20, el conducto 404 podría alternativamente ser acoplado a la coraza de recipiente 22 en cualquier elevación al conducto de salida 402. Opcionalmente, el conducto 404 podría ser acoplada al conducto de salida de gas 40 de modo que la fase de gas desacoplada del recipiente de desaireación 400 se combina con la corriente de vapor de la parte de arriba en el conducto 40 y se envia corriente abajo para procesamiento adicional. Volviendo ahora a la FIG. 20, el reactor de columna de burbujeo 20 se ilustra como que incluye un recipiente de desaireación interno-externo híbrido 500. En esta configuración, una porción del medio de reacción 35 se retira de la zona de reacción 28 a través de un orificio elevado relativamente grande 502 en la pared lateral de la coraza de recipiente 22. El medio de reacción retirado 36 luego se transporta a través de un conducto de codo 504 de diámetro relativamente grande y entra a la parte superior del recipiente de desaireación 500. En la FIG. 20, el conducto de codo 504 se muestra ya que se conecta ortogonalmente a la pared lateral de la coraza de recipiente 22 ya que comprende una cuerva suave a través de un ángulo de aproximadamente 90 grados. Esto es meramente una configuración conveniente; y el conducto de codo 504 puede ser de otra manera en cualquier aspecto, proporcionado que se conecta útilmente al reactor de columna de burbujeo 20 con el recipiente de desaireación externo 500, como se describe. Además, el conducto de codo 504 puede comprender útilmente medios de aislamiento de flujo, tales como válvulas. En el recipiente de desaireación 500, la fase de gas se mueve hacia arriba, mientras que las fases sólida y liquida se mueven hacia bajo. La fase de gas que se mueve hacia arriba puede reentrar al conducto de codo 504 y luego escapar a través del orificio 502 de regreso en la zona de reacción 28. Así, un flujo contracorriente del medio de reacción entrante 36 y el gas desacoplado existente puede ocurrir en el orificio 502. La suspensión desaireada sale del recipiente de desaireación 500 por la via del conducto 506. El recipiente de desaireación 500 incluye una pared lateral preferiblemente cilindrica, sustancialmente vertical 508 que define una zona de desaireación 510. La zona de desaireación 510 tiene una altura "H" y un diámetro "d". Se prefiere que el orificio elevado 502 y el conducto de codo 504 tengan un diámetro el mismo como, o mayor que, el diámetro "d" o de la zona de desaireación 510. La altura "h", el diámetro "d" el 5. área y el volumen de la zona de desaireación 510 son de manera preferible sustancialmente los mismos como se describe en lo anterior con referencia a la zona de desairea'ción 312 del recipiente de desaireación 300 ilustrado en las FIGS. 16- 18. 0 Las FIGS. 19 y 20 ilustran una modalidad del reactor de columna de burbujeo 20 donde el producto sólido (por ejemplo, ácido tereftálico crudo) producido en la zona de reacción 28 se retira de la zona de reacción 28 por la vía de una salida elevada. El retiro del medio de reacción 5 aireado 36 de una ubicación elevada arriba del fondo del reactor de columna de burbujeo 20 puede ayudar a evitar la acumulación y estancamiento del medio de reacción y pobremente aireado 36 en el fondo 52 de la zona de reacción 28. De acuerdo a otros aspectos de la presente invención, las 0 concentraciones de oxígeno y el compuesto oxidable, por ejemplo para-xileno en el medio de reacción 36 cerca de la parte superior del medio de reacción 36 son preferiblemente más bajos que cerca del fondo. Así, el retiro del medio de reacción 36 en una ubicación elevada puede incrementar el 5 rendimiento al disminuir la cantidad de los reactivos no reaccionados retirados del reactor 20. También, la temperatura del medio de reacción 36 varía significantemente en la dirección vertical cuando el reactor de columna de burbujeo 20 es operado con la STR alta y los gradientes de la composición química como se divulga en la presente. Bajo tales condiciones, la temperatura del medio de reacción 36 típicamente tendrá mínima local cera del extremo inferior y el extremo superior de la zona de reacción 28. Cerca del extremo inferior, la mínima se relaciona a la evaporación del solvente cerca de donde o todo de parte del oxidante es admitido. Cerca del extremo superior, la mínima es nuevamente debido a la evaporación de solvente, aunque aquí debido a la declinación de la presión dentro del medio de reacción. Además, otra mínima local puede ocurrir entre los extremos superior e inferior donde quiera que la alimentación adicional u oxidante sea admitida al medio de reacción. Así, existe una o más temperatura máxima, conducida por le calor exotérmico de las reacciones de oxidación entre el extremo inferior y el extremo - superior de la zona de reacción 28. El retiro de medio de reacción 36 en una ubicación elevada de temperatura alta puede ser particularmente ventajoso con el procesamiento corriente abajo que ocurre a altas temperaturas, debido a que los costos de energía asociados con el calentamiento del medio retirado para el procesamiento corriente abajo son reducidos.

Así, en una modalidad preferida de la presente invención y especialmente cuando el procesamiento corriente abajo ocurre a temperaturas más altas, el medio de reacción 36 se retira del reactor de columna de burbujeo 20 por la vía de una salida (s) elevada colocada arriba de la ubicación (es) donde por lo menos 50 por ciento en peso de la corriente de alimentación en fase líquida y/o la corriente de oxidante en fase de gas entra a la zona de reacción 28. Más preferiblemente, el medio de reacción 36 se retira del reactor de columna de burbujeo 20 por la vía de una salida (s) elevada colocada arriba de la ubicación (es) . donde sustancialmente todo de la corriente de alimentación en fase liquida y/o la corriente de oxidante en fase de gas entra a la zona de reacción 28. Preferiblemente, por lo menos 50 por ciento en peso de los componentes en fase sólida y en fase liquida retirados del reactor de columna de burbujeo 20 se retiran por la vía de una salida (s) elevada. Más preferiblemente, sustancialmente todo de los componenbes en fase sólida y en fase líquida retirados del reactor de columna de burbujeo 20 se retira por la vía de una salida (s) elevada. Preferiblemente, la salida (s) elevada se localiza por lo menos aproximadamente ID arriba del extremo inferior 52 de la zona de reacción 28. Más preferiblemente, la salida (s) elevada se localiza en por lo menos aproximadamente 2D arriba del extremo inferior 52 de la zona de reacción 28.

Mucho más preferiblemente, la salida (s) elevada se localiza por lo menos 3D arriba del extremo inferior 52 de la, zona de reacción 28. Dada una altura "h" del medio de reacción 36, se prefiere que la salida (s) elevada esté verticalmente ubicada entre aproximadamente 0.2H y aproximadamente 0.8H, más preferiblemente entre aproximadamente 0.3H y aproximadamente 0.7H, y mucho más preferiblemente entre 0.4H y 0.6H. Además, se prefiere que la temperatura del medio de reacción 36 en una salida elevada de la zona de reacción 28 sea por lo menos 1°C mayor que la temperatura del medio de reacción 36 en el extremo inferior 52 de la zona de reacción 28. Más preferiblemente, la temperatura del medio de reacción 36 en la salida elevada de la zona de reacción 28 esté en el intervalo de aproximadamente 1.5 a aproximadamente 16°C más caliente que la temperatura del medio de reacción 3|6 en el extremo inferior 52 de la zona de reacción 28. Mucho más preferiblemente, la temperatura del medio de reacción 36 en la salida elevada de la zona de reacción 28 esté en el intervalo de 2 a 12°C más caliente que la temperatura del medio de reacción 36 en el extremo inferior 52 de la zona de reacción 28. Con referencia ahora a la FIG. 21, el reactor de columna de burbujeo 20 se ilustra como que incluye un recipiente de desaireación híbrido alternativo 600 colocado en el fondo del reactor 20. En esta configuración, el medio lll de reacción aireado 36 se retira de la zona de reacción 28 a través de un orificio relativamente grande 602 en el extremo inferior 52 de la coraza de recipiente 22. El orificio 602 define el extremo superior abierto y el recipiente de desaireación 600. En el recipiente de desaireación 600, la fase de gas se mueve hacia arriba, mientras que las fases sólida y líquida se mueven hacia abajo. La fase de gas que se mueve hacia arriba puede reentrar a la zona de reacción 28 a través del orificio 602. Así, un flujo contracorriente del medio de reacción entrante y el gas desacoplado existente puede ocurrir en el orificio 602. La suspensión desaireada sale del recipiente de desaireación 600 por la vía del conducto 604. El recipiente de desaireación 600 incluye una i pared lateral preferiblemente cilindrica, sustancialmente vertical 606 que define una zona de desaireación 608. La zona de desaireación 608 tiene una altura "h" y un diámetro "d". Se prefiere que el orificio 602 tenga un diámetro el mismo, o mayor que, el diámetro "d" de la zona de reacción 608. La altura "h", el diámetro "d", el área y el volumen de la zona de desaireación 608 son de manera preferible sustancialmente los mismos como se describe en lo anterior con la zona de des desaireación 312 del recipiente de desaireación 300 ilustrado en las FIGS. 16-18. Con referencia ahora a la FIG. 22, el reactor de columna de burbujeo 20 de la FIG. 21 se ilustra como que incluye un tubo rociador de oxidante alternativo 620. El tubo rociador de oxidante 620 incluye un miembro de anillo 622 y un par de conductos de entrada 624, 626. El miembro de anillo 622 preferiblemente tiene sustancialmente la1 misma configuración como el miembro de anillo 202, descrito en lo anterior con referencia a las FIGS 12-15. Los conductos de entrada 624, 626 extendidos hacia arriba a través de los orificios en la cabeza inferior 48 de la coraza de recipiente 22 y proporcionan la corriente de oxidante al miembro de anillo 622. Con referencia ahora a la FIG. 23, el reactor de columna de burbujeo 20 de la FIG. 21 se ilustra ya que incluye un medio sin tubo rociador para introducir la corriente de oxidante en la zona de reacción 28. En la configuración de la FIG. 23, la corriente de oxidante se proporciona al reactor 20 por la vía de los conductos oxidantes 630, 632. Los conductos de oxidante 630, 632 se acoplan a los orificios de oxidante respectivos 634, 636 en la cabeza inferior 48 de la coraza de recipiente 22. La corriente de oxidante se introduce directamente en la zona de reacción 28 por la vía de los orificios de oxidante 634, 536. Las placas de choque opcionales 638, 640 se pueden proporcionar para desviar el flujo de la corriente de oxidante una vez que ha entrado inicialmente en lá zona de reacción 28.

Como se menciona en lo anterior, se prefiere que el reactor de oxidación se configure y se opere de una manera que evite las zonas de concentración altas del cpmpuesto oxidable en el medio de reacción debido a que tales zonas pueden conducir a la formación de impurezas. Una manera para mejorar la dispersión inicial del compuesto oxidable (por ejemplo para-xileno) en el medio de reacción es al diluir el compuesto oxidable con un líquido. El líquido utilizado para diluir el compuesto oxidable puede originarse desde una porción del medio de reacción localizada a una distancia sustancial de la ubicación (es) donde el compuesto oxidable se alimenta a la zona de reacción. El líquido de una porción distante de medio de reacción se puede circular a la ubicación próxima a la ubicación de entrada del compuesto oxidable por la vía del conducto de flujo que se coloca internamente y/o externamente al recipiente de reacción principal. Las FIGS. 24 y 25 ilustran dos métodos preferidos de circulación de líquido desde una porción distante del medio de reacción a una ubicación cerca de la entrada del compuesto oxidable utilizando un conducto interno (FIG. 24) o externo (FIG. 25). Preferiblemente, la longitud del conducto de flujo desde su entrada (es decir, orificio(s) donde el líquido entra al conducto) a su salida (es decir, orificio(s) donde el líquido se descarga del conducto) es mayor que aproximadamente 1 metro, más preferiblemente mayor que aproximadamente 3 metros, todavía más preferiblemente mayor que aproximadamente 6 metros, y mucho más preferiblemente mayor que 9 metros. Sin embargo, la longitud real del conducto llega a ser menos relevante si el líquido es obtenido desde un recipiente separado, tal vez localizado inmediatamente arriba o al lado del recipiente en el que el compuesto oxidable alimentado se libera inicialmente. El líquido de cualquier recipiente separado que contiene por lo menos algo del medio de reacción es una fuente preferida para la dilución inicial del compuesto oxidable. Se prefiere que el líquido fluya a través del conducto, cualquiera que sea la fuente, tenga una concentración permanente inferior del compuesto oxidable que el medio de reacción inmediatamente adyacente a por le menos una entrada del conducto. Además, se prefiere que el liquido que fluye a través del conducto tenga una concentración de compuesto oxidable en la fase líquida abajo de aproximadamente 10,000 ppmw, más preferiblemente abajo de aproximadamente 10,000 ppmw, todavía más preferiblemente abajo de aproximadamente 1000 ppmw, y mucho más preferiblemente abajo de 100 ppmw, donde las concentraciones se miden antes de la adición al conducto del incremento del compuesto oxidable alimentado y de cualquier alimentación de solventes separado, opcional. Cuando se mide después de la adición del incremento de la alimentación de compuesto oxidable y la alimentación del solvente opcional es preferible que la corriente de líquido combinada que .entra al medio de reacción tenga una concentración de compuesto oxidable en la fase líquida abajo de aproximadamente 300,000 ppmw, más preferiblemente abajo de aproximadamente 50,000 ppmw, y mucho más preferiblemente abajo de 10,000 ppmw. Es deseable mantener el flujo a través del .conducto en una proporción suficiente baja de modo que el líquido circulado no suprima el gradiente total deseable del compuesto oxidable dentro del medio de reacción. En este respecto, es preferible que la relación de la masa de la fase liquida en la zona de reacción por lo cual el incremento del compuesto oxidable se libera inicialmente al gasto de flujo de masa del líquido que fluya a través del conducto sea mayor que aproximadamente 0.3 minutos más preferiblemente mayor que aproximadamente un minuto, todavía más preferiblemente entre aproximadamente 2 minutos y aproximadamente 120 minutos, y mucho más preferiblemente entre 3 minutos y 60 minutos. Hay muchos medios para obligar al líquido • fluir a través del conducto. Los medios preferidos incluyen gravedad, eductores de todos los tipos que emplean gas o líquido, o ambos como el fluido motriz, y las bombas mecánicas de todos los tipos. Cuando se utiliza un eductor, una modalidad de la invención usa un fluido motriz por lo menos un fluido seleccionado del grupo que consiste de: alimentación de compuesto oxidable (líquido o gas) alimentación de oxidante (gas), alimentación de solvente (líquido) y una fuente bombeada de medio de reacción (suspensión) . Otra modalidad usa como un fluido motriz por lo menos dos fluidos seleccionados del grupo que consisten de: alimentación de compuesto oxidable, alimentación de oxidante, y alimentación de solvente. Todavía otra modalidad usa como fluido motriz una combinación de alimentación de compuesto oxidable, alimentación de oxidante, y alimentación de solvente. El diámetro o diámetros apropiados del conducto de circulación pueden variar de acuerdo a la cantidad y propiedades del material que está siendo llevado, la energía disponible para obligar al movimiento de flujo, y consideraciones de costos de capital. Es preferible que el diámetro mínimo para tal conducto sea mayor que aproximadamente 0.02 metros, más preferiblemente entre aproximadamente 0.06 metros, y 'aproximadamente 2 metros, y mucho más preferiblemente entre 0.12 y 08 metros. Como se menciona en lo anterior, es deseable controlar el flujo a través del conducto en ciertos intervalos preferidos. Hay muchos medios conocidos en la técnica para efectuar este control al ajustar una geometría fija apropiada durante la construcción del conducto de flujo. Otra modalidad preferida es utilizar geometrías que son variables durante la operación, notablemente incluyen válvulas de todas las clases y descripciones, incluyendo tanto de operación manual como de operación propulsada por cualquier medio, incluyendo espirales de control de alimentación posterior de un elemento detector o sin el. Otro medio preferido para controlar el flujo del líquido de dilución es variar la energía de entrada entre la entrada y la salida el conducto. El medio preferido incluye cambiar el gasto de flujo de uno o más fluidos a un eductor, cambiar la entrada de energía a un accionador de bomba, y cambiar la diferencia de densidad o diferencia de elevación cuando utiliza fuerza gravitacional. Estos medios preferidos también se pueden utilizar en todas las combinaciones. El conducto utilizado para la circulación del líquido del medio de reacción puede ser de cualquier tipo conocido en la técnica. Una modalidad emplea un conducto construido en todo o parte utilizando materiales de tubería convencionales en todo o parte utilizando la pared de recipiente de reacción como una parte del conducto. Un conducto se puede construir completamente encerrado dentro de los límites del recipiente de reacción (FIG. 24), o se puede construir completamente fuera del recipiente de reacción (FIG. 25), o puede comprender secciones tanto dentro y sin el recipiente de reacción. Los inventores contemplan que, particularmente en los reactores más grandes, puede ser deseable tener conductos múltiples y de varios diseños para el movimiento del líquido a través del conducto. Además, puede ser deseable proporcionar salidas múltiples en posiciones múltiples sobre uno o todos los conductos. Los particulares del diseño balancearan el gradiente completo deseable en las concentraciones permanentes del compuesto oxidable, con la dilución inicial deseable de la alimentación del compuesto oxidable de acuerdo a otros aspectos de la invención actual. Las FIGS. 24 y 25 ambas ilustran diseños que emplean un recipiente de desaireación acoplado al conducto. Este recipiente de desaireación asegura que la porción del medio de reacción utilizado para diluir el compuesto oxidable entrante sea sustancialmente suspensión desaireada. Ahora se nota, sin embargo, que el liquido o suspensión utilizada para diluir el compuesto oxidable entrante puede estar en una forma aireada así como una forma desaireada. El uso de un liquido que fluye a través de un conducto para proporcionar la dilución de la alimentación del compuesto oxidable es particularmente útil en los reactores de columna de burbujeo. Además, en los reactores de columna de burbujeo, un buen beneficio para la dilución inicial de la alimentación del compuesto oxidable se puede lograr aun si la adición de la alimentación del compuesto oxidable directamente en el conducto, proporcionando que la salida del conducto esté suficientemente cerca a la posición de adición del compuesto oxidable. En tal modalidad, es preferible que la salida del conducto esté localizada dentro de aproximadamente 27 diámetros de salida de conducto de la ubicación de adición más cercana para el compuesto oxidable, más preferiblemente dentro de aproximadamente 9 diámetros de salida del conducto, todavía más preferiblemente dentro de aproximadamente 3 diámetros de salida del conducto, y mucho más preferiblemente dentro de un diámetro de salida de conducto. También se ha descubierto que los eductores de flujo pueden ser útiles para la dilución inicial de la alimentación de compuesto oxidable en las columnas de burbujeo de oxidación de acuerdo a una modalidad de la presente invención, aun sin el uso de conductos para obtener el líquido de dilución de una porción distante del medio de reacción. En tales casos, el eductor se localiza dentro del medio de reacción y tiene una ruta abierta del medio de reacción en la garganta del eductor, donde la presión baja se retira en el medio de adyacente. Los ejemplos de dos configuraciones de eductor posibles se ilustran en las FIGS. 26 y 27. En una modalidad preferida de estos eductores, la ubicación más cercana de la alimenta de la alimentación del compuesto oxidable es dentro de aproximadamente 4 metros, más preferiblemente dentro de aproximadamente 1 metro y mucho más preferiblemente 0.3 metros de la garganta del eductor. En otra modalidad el compuesto oxidable se alimenta bajo presión I como un fluido motriz. En todavía otra modalidad, ya sea el solvente o el oxidante se alimentan bajo presión como un fluido motriz adicional junto con el compuesto oxidable. En i todavía otra modalidad, tanto el solvente como el oxidante se alimentan bajo presión como fluido motriz adicional junto con el compuesto oxidable. Los inventores contemplan que, particularmente en los reactores más grandes, puede ser deseable tener eductores múltiples y de varios diseños situados en varias posiciones dentro del medio de reacción. Los particulares del diseño balancearán el gradiente completo deseable en las concentraciones permanentes del compuesto oxidable con la I dilución inicial deseable de la alimentación del compuesto oxidable, de acuerdo a otros' aspectos de la invención actual. Además, los inventores contemplan que el flujo de salida burbujas de un eductor se pueda orientar en cualquier dirección. Cuando los eductores múltiples se utilizan, cada eductor se puede orientar separadamente, nuevamente en cualquier dirección. Como se menciona en lo anterior, ciertas características físicas y operacionales del reactor de columna de burbujeo 20, descrito en lo anterior con referencia a las FIGS. 1-27, proporcionan gradientes verticales en las concentraciones de presión, temperatura y reactivo (es decir, oxígeno y compuesto oxidable) del medio de reacción 36. Como se discute en lo anterior, estos gradientes verticales pueden proporcionar un proceso de oxidación más efectivo y económico como es comparado a los procesos de oxidación convencionales, que favorecen al medio de reacción bien mezclado de la presión relativamente uniforme, temperatura, y concentración de reactivo por todo. Los gradientes verticales para el oxígeno, el compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno), y la temperatura hecha posible al emplear un sistema de oxidación de acuerdo con una modalidad de la presente invención, ahora será discutido en mayor detalle. Con referencia ahora a la FIG. 28, a fin de cuantificar los gradientes de concentración del reactivo que salen en el medio de reacción 36 durante la oxidación en el reactor de columna de burbujeo 20, el volumen completo del medio de reacción 36 se puede dividir teóricamente en 30 cortes horizontales discretos de igual volumen. La Fig. 28 ilustra el concepto de dividir el medio de reacción 3'6 en 30 cortes horizontales discretos de igual volumen. Con la excepción de los cortes horizontales más altos y más bajos, cada corte horizontal es un volumen discreto enlazado en su parte superior y fondo mediante planos horizontales imaginarios y enlazados sobre sus lados por la pared del reactor 20. El corte horizontal más alto se une sobre su fondo por un plano horizontal imaginario y sobre su parte superior por la superficie superior del medio de reacción 36.

El corte horizontal más bajo se une sobre su parte superior por un plano horizontal imaginario y sobre su fondo por el fondo de la coraza de recipiente. Una vez que el medio de reacción 36 se ha dividido teóricamente en 30 cortes horizontales discretos de igual volumen, la concentración promediada en tiempo y promediada en volumen de cada corte horizontal luego se puede determinar. El corte horizontal individual que tiene la concentración máxima de todos los 20 cortes horizontales se puede identificar como el "corte horizontal C-max". El corte horizontal individual localizado arriba del corte horizontal C-max y que tiene la concentración mínima de todos los cortes horizontales localizados arriba del corte horizontal C-max se puede identificar como el "corte horizontal C-min. El gradiente de concentración vertical luego se puede calcular como la relación de la concentración en el corte horizontal C-max a la concentración en el corte horizontal C-min. Con respecto a la cuantificación del gradiente de concentración de oxígeno, cuando el medio de reacción 36 se divide teóricamente en 30 cortes horizontales discretos de igual volumen, un corte horizontal 02-max se identifica ya que tiene la concentración de oxígeno máxima de todos los 30 cortes horizontales y un corte horizontal 02-min se identifica ya que tiene la concentración de oxígeno mínima de los cortes horizontales localizados arriba del corte horizontal 02-max. Las concentraciones de oxígeno de los cortes horizontales se miden en la fase de gas del medio de reacción 36 sobre una base húmeda molar promediada en tiempo y promediada en volumen. Se prefiere que la relación de la concentración de oxígeno del corte horizontal 02-max a la concentración de oxígeno del corte horizontal 02-min esté en el intervalo de aproximadamente 2:1 a aproximadamente 25:1, mas preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 3:1 aproximadamente 15:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 4:1 a 10:1. Típicamente, el corte horizontal 02-max estará localizado cerca del fondo del medio de reacción 36, mientras que el corte horizontal 02-min estará localizado cerca de la parte superior del medio de reacción 36. Preferiblemente, el corte horizontal 02-min es uno de 5 cortes horizontales más superiores de los 30 cortes horizontales discretos. Mucho más preferiblemente, el corte horizontal 02-min el uno de los más superiores de los 30 cortes horizontales discretos, como se ilustra en la FIG. 28. Preferiblemente, el corte horizontal 02-max es uno de los 10 cortes horizontales más inferiores de los 30 cortes horizontales discretos. Mucho más preferiblemente, el corte horizontal 02-max es uno de los cortes horizontales más inferiores de los 30 cortes horizontales discretos. Por ejemplo la FIG. 28 ilustra el corte horizontal 02-max como el tercer corte horizontal del fondo de reactor 20. Se prefiere que el espaciamiento vertical entre los cortes horizontales 02-min y 02-max sea por lo menos aproximadamente 2W, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 4W, y mucho más preferiblemente por lo menos 6W. Se prefiere que el espaciamiento vertical entre los cortes horizontales 02-min y 02-max sean por lo menos aproximadamente 0.2H más preferiblemente por lo menos aproximadamente 0.4H, y mucho más preferiblemente por lo menos 0.6H . La concentración de oxígeno promediada eh tiempo y promediada en volumen, sobre una base húmeda, del corte 02-min está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.1 a aproximadamente 3 por ciento en mol, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.3 aproximadamente 2 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente 'en el intervalo de 0.5 a 1.5 por ciento en mol. La concentración de oxígeno promediada en tiempo y promediada en volumen del corte horizontal 02-max está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 4 a aproximadamente 20 por ciento en mol, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 5 a aproximadamente 15 por ciento en mol y mucho más preferiblemente en el intervalo de 6 a 12 por ciento en mol. La concentración promediada en tiempo de oxígeno sobre una base seca, en el efluente gaseoso descargado del reactor 20 por la vía de salida de gas|40 está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.5 a aproximadamente 9 por ciento en mol, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 1 a aproximadamente 7 por j ciento en mol, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 1.5 a 5 por ciento en mol. Debido a que la concentración de oxígeno se i deteriora tan marcadamente en la parte superior del medio de reacción 36, es deseable que la demanda para el oxígeno sea reducida en la parte superior del medio de reacción 36. Esta demanda reducida para el oxígeno cerca de la parte superior del medio de reacción 36 se puede lograr al crear un gradiente vertical en la concentración del compuesto oxidable (por ejemplo para-xileno), donde la concentración mínima del compuesto oxidable se localiza cerca de la parte superior del medio de reacción 36. Con respecto a la cuantificación del compuesto oxidable (por ejemplo, para-xileno), el gradiente de concentración, cuando el medio de reacción 36 se divide teóricamente en 30 cortes horizontales discretos de igual volumen, un corte horizontal OC-max se identifica ya que tiene la concentración de compuesto oxidable máxima de todos los 30 cortes horizontales y un corte horizontal OC-min se identifica ya que tiene la concentración de compuesto I oxidable mínima de los cortes horizontales localizados arriba del corte horizontal OC-max. Las concentraciones de compuesto I oxidable de los cortes horizontales se miden en la fase líquida sobre una base de fracción de masa promediada en tiempo y promediada en volumen. Se prefiere para la relación de la concentración de compuesto oxidable del corte horizontal OC-max a la concentración de compuesto oxidable del corte horizontal OC-min que sea mayor que aproximadamente 5:1, más preferiblemente mayor que aproximadamente 10:1, todavía más preferiblemente mayor que aproximadamente 20:1 y mucho más preferiblemente en el intervalo de 40:1 a 1000:1. Típicamente, el corte horizontal OC-max estará localizado cerca del fondo del medio de reacción 36, mientras que el corte horizontal OC-min estará localizado cerca de la parte superior del medio de reacción 36. Preferiblemente, el corte horizontal OC-min es uno de los 5 cortes horizontales más superiores de los 30 cortes horizontales discretos. Mucho más preferiblemente, el corte horizontal OC-min es uno de los más superiores de los 30 cortes horizontales completos, como se ilustra en la FIG- 28. Preferiblemente, el corte horizontal OC-max es uno de los 10 cortes horizontales más inferiores de los 30 cortes horizontales discretos. Mucho más preferiblemente, el corte horizontal OC-max es uno de los 5 cortes horizontales más inferiores de los 30 cortes horizontales discretos. Por ejemplo, la FIG. 28 ilustra el corte horizontal OC-max como el quinto corte horizontal del fondo del reactor 20. Se prefiere que el espaciamiento vertical entre los cortes horizontales OC-min y OC-max sean por lo menos aproximadamente 2W, donde "W" es el ancho máximo del medio de reacción 36. Más preferiblemente, el espaciamiento vertical entre los cortes horizontales OC-min y OC-max es por lo menos aproximadamente 4W, y mucho más i preferiblemente por lo menos 6W . Dado una altura "h" del medio de reacción 36, se prefiere que el espaciamiento vertical entre los cortes horizontales OC-min y OC-'max sean por lo menos aproximadamente 0.2H, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 0.4H y mucho más preferiblemente por lo menos 0.6H . La concentración del compuesto oxidable promediada en tiempo y promediada en volumen (por ejemplo, para-xileno) en la fase líquida del corte horizontal OC-min es preferiblemente menor que aproximadamente 5,000 ppmw, más preferiblemente menor que aproximadamente 2,000 ppmw, todavía más preferiblemente menor que aproximadamente 400 ppmw, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 1 ppmw a 100 ppmw. La concentración de compuesto oxidable promediada en tiempo y promediada en volumen en la fase liquida del corte horizontal OC-max esté preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 100 ppmw a aproximadamente 10,000 ppmw, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 200 ppmw a aproximadamente 5,000 ppmw y mucho más preferiblemente en el intervalo de 500 ppmw a 3,000 ppmw. Aunque se prefiere que el reactor de columna de burbujeo 20 proporcione gradientes verticales en la concentración del compuesto oxidable, también se prefiere que I el por ciento en volumen del medio de reacción 36 tenga una concentración de compuesto oxidable en la fase líquida arriba de 1,000 ppmw sea minimizada. Preferiblemente, el por ciento en volumen promediado en tiempo del medio de reacción 36 tiene una concentración de compuesto oxidable en la fase líquida arriba de 1,000 ppmw sea menor que aproximadamente 9 por ciento, más preferiblemente menor que aproximadamente 6 por ciento y mucho más preferiblemente menor que 3 por ciento. Preferiblemente, el por ciento en volumen promediado en tiempo del medio de reacción 36 que tiene una concentración de compuesto oxidable en la fase líquida arriba de 2,500 ppmw sea menor que aproximadamente 1.5 por ciento, más preferiblemente menor que aproximadamente 1 por ciento, y mucho más preferiblemente menor que 0.5 por ciento. Preferiblemente, el por ciento en volumen promediado en tiempo del medio de reacción que tiene una concentración del compuesto oxidable en la fase líquida arriba de 10,000 ppmw sea menor que aproximadamente 0.3 por ciento, más preferiblemente menor que aproximadamente 0.1 por ciento, y mucho más preferiblemente menor que 0.03 por ciento. Preferiblemente, el por ciento en volumen promediado en tiempo del medio de reacción 36 que tiene una concentración del compuesto oxidable en la fase líquida arriba de 25,000 ppmw sea menor que aproximadamente 0.03 por ciento, más preferiblemente menor que aproximadamente 0.015 por ciento, y mucho más menor que 0.07 por ciento. Los inventores notan que el volumen del medio de reacción 36 que tiene niveles elevados del compuesto oxidable no necesita estar en un volumen contiguo solo. En muchos casos, los patrones de flujo caóticos en un recipiente de reacción de columna de burbujeo producen simultáneamente dos o más porciones segregadas pero continuas del medio de reacción 36 que tiene niveles elevados del compuesto oxidable. En cada tiempo utilizado en el promedio de tiempo, todos los volúmenes segregados pero continuos más grandes que 0.0001 por ciento en volumen del medio de reacción total se adicionan conjuntamente para determinar el volumen total que tiene los niveles elevados de la concentración de compuesto oxidable en la fase liquida. Además de los gradientes de concentración del oxigeno y el compuesto oxidable como se discute en lo anterior, se prefiere que un gradiente de temperatura exista en el medio de reacción 36. Con referencia nuevamente a la FIG. 28, este gradiente de temperatura se puede cuantificar en una manera similar a los gradientes de concentración mediante el medio de reacción teóricamente dividido 36 en 30 cortes horizontales discretos de igual volumen y la medición de la temperatura promediada en tiempo y promediada en volumen de cada corte. El corte horizontal con la temperatura más baja fuera de los 15 cortes horizontales más bajos luego se puede identificar como el corte horizontal T-min, y el corte horizontal localizado arriba del corte horizontal T-min y que tiene la temperatura máxima de todos los cortes arriba del corte horizontal T-min luego se puede identificar como el "corte horizontal T-max". Se prefiere que la temperatura del corte horizontal T-max sea por lo menos aproximadamente 1°C más alto que la temperatura del corte horizontal T-min. Más preferiblemente la temperatura del corte horizontal T-max está en el intervalo de aproximadamente 1.25 a aproximadamente 12°C más alta que la temperatura del corte horizontal T-min. Mucho más preferiblemente en la temperatura del corte horizontal T-max esté en el intervalo de 2 a 8°C más alta que la temperatura del corte horizontal T-min. La temperatura del corte horizontal T-max está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 125 a aproximadamente 200°C, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 140 a aproximadamente 180°C, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 150 a 170°C. Típicamente, el corte horizontal T-max estará localizado cerca del centro del medio de reacción 36, mientras que el corte horizontal T-min estará localizado cerca del fondo del medio de reacción 36. Preferiblemente, el corte horizontal T-min es uno de los 10 cortes horizontales más inferiores de los 15 cortes horizontales más bajos. Mucho más preferiblemente, el corte horizontal T-min es uno de los 5 cortes horizontales más bajos de los 15 cortes horizontales más bajos. Por ejemplo, la FIG. 28 ilustra el corte horizontal T-min y el segundo corte horizontal del fondo del reactor 20. Preferiblemente, el corte horizontal T-max es uno de los 20 cortes horizontales medios de los 30 cortes horizontales discretos. Mucho más preferiblemente, el corte horizontal T-min es uno de los 14 cortes horizontales medios de los 30 cortes horizontales discretos. Por ejemplo, la FIG. 28 ilustra el corte horizontal t-max como el corte horizontal 20 del fondo de reactor 20 (es decir, uno de los 10 cortes horizontales medios) . Se prefiere que el espaciamiento vertical entre los cortes horizontales T-min y T-max sea por lo menos aproximadamente 2W, más preferiblemente por lo menos 4W, y mucho más preferiblemente por lo menos 6W. Se prefiere que el espaciamiento vertical entre los cortes horizontales T-min y T-max sean por lo menos aproximadamente 0.2H, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 0.4H, y mucho más preferiblemente por lo menos 0.6H. Como se discute en lo anterior, cuando un gradiente de temperatura vertical existe en el medio de reacción 36, puede ser ventajoso retirar el medio de reacción 36 en una ubicación elevada donde la temperatura del medio de Ireacción I es más alta, especialmente cuando el producto retirado se somete al procesamiento corriente abajo adicional a temperaturas más altas. Así, cuando el medio de reacción 36 se retira de la zona de reacción 28 por la vía de una o más salidas elevadas, como se ilustra en las FIGS. 19 y 20, se prefiere que la salida (s) esté localizada cerca del corte horizontal T-max. Preferiblemente, la salida elevada se localiza dentro de los 10 cortes horizontales del corte horizontal T-max, más preferiblemente dentro de 5 cortes horizontales del corte horizontal T-max, y mucho más preferiblemente dentro de 2 cortes horizontales del corte horizontal T-max. Ahora se observa que muchas de las características inventivas descritas en la presente se pueden emplear en sistemas de reactor de oxidación múltiples - no solo sistemas que emplean un reactor de oxidación solo. Además, ciertas características inventivas descritas en la presente se pueden emplear en reactores de oxidación agitados mecánicamente y/o agitados con flujo - no solo los reactores agitados con burbujas (es decir, reactores de columna de burbujeo) . Por ejemplo, los inventores han descubierto ciertas ventajas asociadas con la concentración de oxígeno de formación de etapas/variantes y/o proporción de consumo de oxígeno por 1JJ todo el medio de reacción. Las ventajas realizadas por la formación de etapas de la concentración/consumo de oxígeno en el medio de reacción se pueden realizar si el volumen total del medio de reacción está contenido en un recipiente solo, o en recipientes múltiples. Además, las ventajas realizadas por la formación de etapas de la concentración/consumo de oxígeno en el medio de reacción se pueden realizar si el (os) recipiente (s) de reacción se agita mecánicamente, se agita con fluido y/o se agita con burbujas. Una manera de cuantificar el grado de formación de etapas de la concentración de oxigeno y/o proporción de consumo en el medio de reacción es comparar dos o más volúmenes continuos de 20 por ciento distintos del medio de reacción. Estos volúmenes continuos del 20 por ciento no necesitan ser definidos por cualquier forma particular. Sin embargo, cada volumen continuo de 20 por ciento se debe formar de un volumen contiguo del medio de reacción (es decir, cada volumen es "continuo"), y los volúmenes continuos de 20 por ciento no se deben sobre poner uno al otro (es decir, los volúmenes son "distintos"). Las FIGS. 29-31 ilustran que estos volúmenes continuos de 20 por ciento distintos se pueden localizar en el mismo reactor (FIG. 29) o en reactores múltiples (FIGS 30 y 31). Se nota que los reactores ilustrados en las FIGS. 29 y 31 pueden ser reactores agitados mecánicamente, agitado con flujo, y/o agitados con burbujas. En una modalidad se prefiere que los reactores ilustrados en las FIGS. 29-31 sean reactores agitados con burbujas (es decir, reactores de columna de burbujeo) . Con referencia ahora a la FIG. 29 el reactor 20 se ilustra ya que contiene un medio de reacción 36. El medio de reacción incluye un primer volumen continuo de 20 por ciento distinto 37 y un segundo volumen de 20% distinto 39. Con referencia ahora a la FIG. 30 un sistema de reactor múltiple se ilustra como que incluye un primer reactor 720a y un segundo reactor 720b. Los reactores 720a, b cooperativamente contienen un volumen total de un medio de reacción 736. El primer reactor 720a contiene una primera porción del medio de reacción 736a, mientras que el segundo reactor 720b contiene una segunda porción del medio de reacción 736b. Un primer volumen continuo de 20 por ciento distinto 737 del medio de reacción 736 se muestra ya que está definido dentro del primer reactor 720a, mientras que un segundo volumen continuo de 20 por ciento distinto. 739 del medio de reacción 736 se muestra ya que está definido dentro del segundo reactor 720b. Con referencia ahora a la FIG. 31, un sistema de reactor múltiple se ilustra como que incluye un primer reactor 820a, un segundo reactor 820b, y un tercer reactor 820c. Los reactores 820a, b, c cooperativamente contienen un volumen total del medio de reactor 836. El primer' reactor 820a contiene una primera porción del medio de reacción 836a; el segundo reactor 820b contiene una segunda porción del medio de reacción 836b; y un tercer reactor 820c contiene una tercera porción del medio de reacción 836c. Un primer volumen continuo de 20 por ciento distinto 837 del medio de reacción 836 se muestra ya que está definido dentro del primer reactor 820a; un segundo volumen continuo de 20 por ciento distinto 839 del medio de reacción 836 se muestra ya que está definido dentro del segundo reactor 820b; y un tercer volumen continuo de 20 por ciento distinto 841 del medio de reacción 836 se muestra ya que está definido dentro del tercer reactor 820c. La formación de etapas de la disponibilidad del oxígeno en el medio de reacción se puede cuantificar al referirse al volumen continuo de 20% del medio de reacción que tiene y la fracción en mol más abundante de oxígeno en la fase de gas y al referirse el volumen continuo de 20 por ciento de medio de reacción que tiene la fracción mol más disminuida de oxígeno en la fase de gas. En la fase de gas del volumen continuo del 20 por ciento distinto del medio de reacción que contiene la concentración más alta de oxígeno en la fase de gas, la concentración de oxígeno promediada en tiempo y promediada en volumen, sobre una base húmeda, está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 3 a aproximadamente 18 por ciento en mol, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 3.5 a aproximadamente 14 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 4 a 10 por ciento en mol. En la fase de gas del volumen continuo de 20 por ciento distinto del medio de reacción que contiene la concentración más baja de oxígeno en la i fase de gas, la concentración de oxígeno promediada en tiempo y promediada en volumen, sobre una base húmeda, está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.3 a I aproximadamente 5 por ciento en mol, más preferiblemente en el intervalo de más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 3.5 a aproximadamente 14 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 4 a 10 por ciento en mol. 0.6 a más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente3.5 a aproximadamente 14 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 4 a 10 por ciento en mol, 4 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.9 a 3 por ciento en mol. Además, la relación en la concentración de oxígeno promediada en tiempo y promediada en volumen, sobre una base húmeda, en el volumen continuo de 20 por ciento más abundante del medio de reacción comparado al volumen continúo de 20 por ciento más disminuido del medio de reacción está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 1.5:1 a aproximadamente 20:1, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 2:1 a aproximadamente 12:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 3:1 a 9:1. La formación de etapas de la proporción de consumo de oxígeno en el medio de reacción se puede cuantificar en términos de un oxígeno-STR, inicialmente descrito, en lo anterior. El oxígeno-STR se describe previamente en el sentido global (es decir, desde la perspectiva del oxígeno-STR promedio del medio de reacción completo) ; sin embargo, el oxígeno-STR también se puede considerar en un sentido local (es decir, una porción del medio de reacción) a fin de I cuantificar la formación de etapas de la proporción del consumo de oxígeno por todo el medio de reacción. Los inventores han descubierto que es muy útil causar que el oxigeno-STR varíe por todo el medio de reacción en armonía general con los gradientes deseables divulgados en al presente que se relacionan a la presión en el medio de reacción y a la fracción en mol del oxígeno molecular en la fase de gas del medio de reacción. Así, es preferible que la reacción del oxígeno-STR de un primer volumen continuo de 20 por ciento distinto del medio de reacción comparado al oxígeno-STR de un segundo volumen continúo de 20 por ciento distinto del medio de reacción esté en el intervalo de aproximadamente 1.5:1 aproximadamente 20:1, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 2:1 a aproximadamente 12:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 3:1 a 9:1. En una modalidad el "primer volumen continuo de 20 por ciento distinto" se localiza más cerca que el "segundo volumen continuo de 20 por ciento distinto" a la ubicación donde el oxígeno molecular se introduce inicialmente en el medio de reacción. Estos gradientes grandes en el oxígeno-STR son deseables si el medio de reacción de oxidación parcial está contenido en un reactor de oxidación de columna de burbujeo o en cualquier tipo de recipiente de reacción en el que los gradientes se crean en la presión y/o la fracción en mol del oxígeno molecular en la fase de gas del medio de reacción (por ejemplo, en un recipiente agitado mecánicamente que tiene zonas de agitación colocadas verticalmente, múltiples logradas al utilizar impulsores múltiples que tienen flujo radial fuerte, posiblemente aumentado por montajes desviadores generalmente horizontales, con el flujo de oxidante que se eleva generalmente hacia arriba desde una alimentación cerca de la porción inferior del recipiente de reacción, no obstante que el ' mezclado posterior considerable del flujo de oxidante puede ocurrir dentro de cada zona de agitación verticalmente colocada y que algún mezclado posterior de flujo de oxidante puede ocurrir entre la zonas de agitación colocadas verticalmente adyacentes). Esto es, cuando un gradiente existe en la presión y/o fracción en mol del oxígeno molecular en la fase de gas en el medio de reacción, los inventores han descubierto que es deseable crear un gradiente similar en la demanda química para disolver el oxígeno por el medio divulgado en la presente. Un medio preferido para causar al oxígeno-STR local variar es al controlar las ubicaciones de alimentación del compuesto oxidable y al controlar el mezclado de la fase líquida del medio de reacción para controlar los gradientes en la concentración del compuesto oxidable de acuerdo a otras descripciones de la presente invención. Otros medios útiles para causar al oxígeno-STR local variar incluyen la variación causante en la actividad de reacción al causar la variación de temperatura local y al cambiar la mezcla local de los componentes de catalizador y solvente (por ejemplo, al introducir un gas adicional para causar el enfriamiento evaporativo en una porción particular del medio de reacción y al adicionar una corriente de solvente que contiene una cantidad más alta de agua para disminuir la actividad en la porción particular del medio de reacción) . Como se discute en lo anterior con referencia a las FIGS. 30 y 31, la reacción de oxidación parcial se puede conducir útilmente en recipientes de reacción múltiples en donde por lo menos una porción, preferiblemente por lo menos 25 por ciento, más preferiblemente por lo menos 50 por ciento, y mucho más preferiblemente por lo menos 75 por ciento del oxígeno molecular que sale de un primer recipiente de reacción se conduce a uno o más recipientes de reacción subsecuentes para el consumo de un incremento adicional, preferiblemente más del 10 por ciento, más preferiblemente que 20 por ciento, y mucho más preferiblemente más que 40 por ciento del oxígeno molecular que sal del primer recipiente de reacción corriente arriba. Cuando el uso de tal flujo en serie de oxígeno molecular de un reactor a otros, es deseable que el primer recipiente de reacción se opere dentro de una intensidad de reacción más alta que por lo menos uno de los recipientes de reacción subsecuentes, preferiblemente con la relación del recipiente-promedio-oxígeno-STR dentro del primer recipiente de reacción al recipiente-promedio-oxígeno-STR dentro del recipiente de reacción subsecuente en el intervalo de aproximadamente 1.5:1 a aproximadamente 20:1, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 2:1 a aproximadamente 12:1, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 3:1 a 9:1. Como se discute en lo anterior, todos los tipos del primer recipiente de reacción (por ejemplo; col'umna de burbujeo, mecánicamente agitado, mezclado posterior, internamente de etapa, de gasto de tipo pistón, y así sucesivamente) y todos los tipos de recipientes reacción subsecuentes, que pueden o no ser de tipo diferente que el primer recipiente de reacción, son útiles para el flujo en serie del oxigeno molecular a los recipientes de reacción subsecuentes de acuerdo a la presente invención. Los medios para causar al recipiente-promedio-oxígeno-STR declinar dentro de los recipientes de reacción subsecuentes útilmente incluyen temperatura reducida concentraciones reducidas de compuesto oxidable, y actividad de reacción reducida de la mezcla particular de los componentes catalíticos y solvente (por ejemplo, concentración reducida de cobalto, concentración incrementada de agua, y adición de un retardante catalítico tal como pequeñas cantidades de cobre iónico) . En el flujo del primer recipiente de reacción a un recipiente de reacción subsecuente, la corriente oxidante se puede tratar mediante cualquier medio conocido en la técnica tal como reducción de compresión o presión, enfriamiento calentamiento, y remoción de masa o adición de masa de cualquier cantidad o cualquier tipo. Sin embargo, el uso para declinar el recipiente, promedio-oxígeno-STR en los recipientes de reacción subsecuentes es particularmente útil cuando la presión absoluta en la porción superior del primer recipiente de reacción es menor que aproximadamente 2.0 megapascal, más preferiblemente menor que aproximadamente 1.6 megapascal, y mucho más preferiblemente menor que 1.2 megapascal. Además, el uso del recipiente-promedio-oxígeno-STR declinación en los recipientes de reacción subsecuentes es particularmente útil cuando la relación de la presión absoluta en la porción superior del primer recipiente de reacción comparado a la presión absoluta en la porción superior de por lo menos un recipiente de reacción subsecuente está en el intervalo de aproximadamente 0.5:1 a 6:1, más preferiblemente en el intervalo de 0.6:1 a aproximadamente 4:1, y mucho más preferiblemente en un intervalo de 0.7:1 a 2:1. Las reducciones de presión en los recipientes subsecuentes abajo de estas uniones inferiores reducen excesivamente la habilidad del oxígeno molecular, y la presión se incrementa arriba de estas uniones superiores son de manera incrementada costosamente comparadas a utilizar un suministro fresco de oxidante. Cuando el uso del flujo en serie del oxígeno molecular a los recipientes de reacción subsecuentes que tienen recipiente-promedio-oxígeno-STR declinante, las corrientes de alimentación frescas del compuesto oxidable, solvente y oxidante pueden fluir en los recipientes de reacción subsecuentes y/o en el primer recipiente de reacción. Los flujos de la fase liquida y la fase sólida, si está presente, del medio de reacción pueden fluir en cualquier dirección entre los recipientes de reacción. Todo o parte de la fase de gas que deja el primer recipiente de reacción y entra a un recipiente de reacción subsecuente puede fluir separada de o mezclada con porciones de la fase líquida o la fase sólida, si está presente, del medio de i reacción del primer recipiente de reacción. Un flujo de la corriente de producto que comprende la fase líquida y la fase sólida, si está presente, se puede retirar del medio de reacción en cualquier recipiente de reacción en el sistema. Con referencia nuevamente a las FIGS. 1-29, la oxidación preferiblemente se lleva a cabo en el reactor de columna de burbujeo 20 bajo condiciones que son marcadamente diferentes de acuerdo a las modalidades preferidas divulgadas en la presente, que los reactores de oxidación convencionales. Cuando el reactor de columna de burbujeo 20 se utiliza para llevar a cabo la oxidación parcial de liquido-fase del para-xileno al ácido tereftálico crudo (CTA) de acuerdo a modalidades preferidas divulgadas en la presente, los perfiles espaciales de la intensidad local, de la intensidad de evaporación local y de la temperatura local combinada con los patrones de flujo líquidos dentro del medio de reacción y las temperaturas de oxidación relativamente bajas, preferidas contribuyen a la formación de partículas de CTA que tienen propiedades únicas y ventajosas . Las FIGS. 32A y 32B ilustran las partículas de CTA base producidas de acuerdo con una modalidad de la presente invención. La FIG. 32A muestra las partículas CTA base en 500 veces de agrandamiento, mientras que la FIG. 32B se acerca en una de las partículas de CTA base y muestra esa partícula a 2000 veces de agrandamiento. Como quizás mejor se ilustra en la FIG. 32B, cada partícula CTA base típicamente se forma de un número grande de sub-partículas de CTA aglomeradas, pequeñas, dando de esta manera la partícula CTA base un área de superficie relativamente alta, alta porosidad, baja densidad, y buena capacidad disolvente. Las partículas de CTA base típicamente tienen un tamaño de partícula medio en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 150 mieras, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 30 a aproximadamente 120 mieras, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 40 a 90 mieras. Las sub-partículas ¡ de CTA típicamente tienen un tamaño de partícula medio en el intervalo de aproximadamente 0.5 a aproximadamente 30, mieras, más preferiblemente de aproximadamente 1 a aproximadamente 15 mieras, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 2 a 5 mieras. El área de superficie relativamente alta de las partículas de CTA base ilustrada en las FIGS 32A y 32B, se pueden cuantificar utilizando un método de medición de área de superficie Braimaier-Emmett-Teller (BET) . Preferiblemente, las partículas de CTA base tienen una superficie BET promedio de por lo menos aproximadamente 0.6 metros por gramo cuadrado (m2/g) . Más preferiblemente, las partículas de CTA base tienen una área de superficie BET promedio en el intervalo de aproximadamente 0.8 a aproximadamente 0.4 m2/g. Mucho más preferiblemente, las partículas de CTA base tienen un área de superficie BET promedio en el intervalo de 0.9 a 2 m2/g. Las propiedades físicas (por ejemplo, tamaño de partícula, área de superficie BET, porosidad y capacidad de disolución) de las partículas de CTA formadas mediante el proceso de oxidación optimizado de una modalidad preferida de la presente invención que permite la purificación de las partículas de CTA mediante métodos más efectivos y/o económicos, como se describe en detalle adicional enseguida con respecto a la FIG. 35. Los valores de tamaño de partícula medio proporcionados en lo anterior se determinaron utilizando la microscopía de luz polarizada y el análisis de imagen. El equipo empleado en el análisis de tamaño de partícula incluyó un microscópico óptico Nikon E800 con un objetivo 0.13 de N.A. de Plan Fluor 4x, una cámara digital Spot RT™, y una computadora personal que corre el software de análisis e imagen V4.5.0.19 Image Pro Plus™. El método de análisis de tamaño de partícula incluyó las siguientes etapas principales: (1) dispersión de los polvos de CTA en aceite mineral; (2) preparar un portaobjeto/cubre objeto de microscopio de la dispersión; (3) examinar el portaobjeto utilizando la microscopía de luz polarizada (condición polares cruzadas - las partículas se presentan como objetos brillantes sobre el fondo negro); (4) capturar las diferentes imágenes para cada preparación de muestra (tamaño de campos = 3 x 2.25 mm; tamaño de píxel = 1.84 micras/píxel) ; (5) realizar los análisis de imagen con el software Image Pro Plus™; (6) exportar las mediciones de partícula a una hoja de cálculo; y (7) realizar la caracterización estadística en la hoja de cálculo. La etapa (5) del "análisis de imagen de desempeño con el software Image Pro Plus™" incluidas las etapas de: (a) ajustar el lumbral de imagen para detectar partículas blancas sobre el fondo negro; (b) crear una imagen binaria; (c) correr un filtro abierto de paso solo para filtrar el ruido del píxel exterior; (d) medir todas las partículas en la imagen; y (e) reportar el diámetro medio medido para cada partícula. El software Image Pro Plus™ define el diámetro medio de las partículas individuales como la longitud promedio de número de diámetros de una partícula medida en intervalo de 2 grados y que pasa a través del centroide de la partícula. La etapa 7 de "caracterización estadística de desempeño en la hora del cálculo" comprende calcular el tamaño de partícula medio pesado en volumen como sigue. El volumen de cada una de las partículas n en una muestra se calcula como si fueran esféricas utilizando pi/6 * d??3; multiplicar el volumen de cada veces de partícula su diámetro para encontrar pi/6 * d?4; sumar todas las partículas en la muestra de los valores de pi/6 * d??4; sumar los volúmenes de todas las partículas en la muestra; y calcular el diámetro de partícula pesado en volumen como suma para todas las partículas n en la muestra de (pi/6 * d??4) dividida por la suma para todas las partículas n en la muestra (pi/6 * d??3) . Como se utiliza en la presente, "tamaño de partícula medio" se refiere al tamaño de partícula medio pesado en volumen determinado de acuerdo al método de prueba descrito en lo anterior; y también se prefiere como Además, la etapa 7 comprende encontrar los tamaños de partícula para lo cual varias fracciones del volumen de muestra total son más pequeños. Por ejemplo, D(v, 0.1) es el tamaño de partícula por lo cual 10% del volumen de la¡ muestra total es más pequeña y 90 por ciento es más grande; D(v, 0.5) es el tamaño de partícula por lo cual una mitad del volumen de la muestra es más grande y una mitad es más pequeña; D(v, 0.9) es el tamaño de partícula por lo cual 90 por ciento del volumen de la muestra total es más pequeña; y así sucesivamente. Además, la etapa 7 comprende calcular el valor de D(v, 0.9) menos D(v, 0.1), lo cual se define en la presente como la "extensión del tamaño de partícula"; y la etapa 7 comprende calcular el valor de la extensión de tamaño de partícula dividida por D(4,3), que se define en la presente como la "extensión relativa de tamaño de partícula". Además, es preferible que el D(v, 0.1) de las partículas CTA como es medido en lo anterior esté en el intervalo de aproximadamente 5 aproximadamente 65 mieras, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 15 a aproximadamente 55 mieras y mucho más preferiblemente en el intervalo de 25 a 45 mieras. Es preferible que el D(v, 0.5) de las partículas CTA como es medido en lo anterior esté en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 90 mieras, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 80 mieras, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 30 a 70 mieras. Es preferible que el D(v.09) de las partículas CTA como es medido en lo anterior esté en el intervalo de aproximadamente 30 a aproximadamente 150 mieras, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 40 a aproximadamente 150 mieras, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 50 a 110 mieras. Es preferible que la extensión relativa del tamaño de partícula esté en el intervalo de aproximadamente 0.5 a aproximadamente 2.0, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.6 a aproximadamente 1.5 y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.7 a 1.3. Los valores del área de superficie BET proporcionados en lo anterior se midieron sobre un Micromeritics ASAP2000 (disponible de Micromeritics Instrument Corporation of Norcross, GA) . En la primera etapa del proceso de medición, de 2 a 4 gramos de la muestra de las partículas se pesó y se secaron bajo vacío a 50°C. La muestra luego se colocó sobre el múltiple de gas de análisis y se enfrió a 77°K. Se midió una exoterma de adsorción de nitrógeno en un mínimo de 5 presiones de equilibrio al exponer la muestra a volúmenes conocidos de gas de nitrógeno y la medición de la presión disminuyó. Las presiones de equilibrio estuvieron apropiadamente en el intervalo de P/P0 = 0.01-0.20, donde P es la presión de equilibrio y Po es la presión de vapor de nitrógeno liquido a 767°K. La isoterma resultante luego se gráfico de acuerdo a la siguiente ecuación BET: donde va es el volumen de gas adsorbido por la muestra en P, Vm es el volumen de gas requerido para cubrir la superficie completa de la muestra con una monocapa de gas, y C es una constante. Desde esta gráfica, Vm y C se determinaron. Vro luego se convirtió a un área de superficie utilizando el área de sección transversal del nitrógeno a 77°K: A = s- RT donde s es el área de sección transversal del nitrógeno a 77°K, T es 77°K, y R es la constante de gas. Como se alude en lo anterior, el CTA formado de acuerdo con una modalidad de la presente invención exhibe propiedades de disolución superiores contra el CTA convencional hecho mediante otros procesos. Esta proporción de disolución mejorada permite el CTA inventivo ser purificado mediante procesos de purificación más eficientes y/o más efectivos. La siguiente descripción dirige la manera en la que la proporción de la disolución de CTA se puede cuantificar . La proporción de disolución de una cantidad conocida de sólidos en una cantidad conocida de solvente y una mezcla agitada se puede medir mediante varios protocolos. Como se utiliza en la presente, el método de medición llamado la "prueba de disolución regulada" se define como sigue. Una presión ambiental de aproximadamente 0.1 megapascal se utiliza por toda la prueba de disolución regulada. La temperatura ambiente utilizada por toda la prueba de disolución regulada es aproximadamente 22°C. Además, los sólidos, solventes y todo el aparato de disolución se equilibran completamente de manera térmica en esa temperatura antes de inicial la prueba, y no hay calentamiento o enfriamiento apreciable del rompedor o sus contenidos durante el período de tiempo de disolución. Una porción de solvente de grado analítico HPLC, fresco de tetrahidrofurano (>99.9 por ciento de pureza) , después en la presente THF, 250 gramos de medición se coloca en un vaso de vidrio de 400 mililitros de forma alta KIMAX limpio (Kimble® número de parte 14020, Kimble/Kontes, Vineland, NJ) , el cual no es aislado, del lado liso, y generalmente cilindrico en forma. Una barra de agitación magnética recubierta de Teflón (VWR número de parte 58948-230, aproximadamente 1 pulgada de largo con 3/8-pulgada de diámetro, de sección transversal octagonal, VWR International, West Chester, PA 19380) se coloca en el vaso, donde se asienta naturalmente al fondo. La muestra se agita utilizando un agitador magnético 15 de multipunto Variomag® (H&P Labortechnik AG, Oberschleissheim, Alemania) en un ajuste de 800 revoluciones por minuto. Esta agitación comienza no más de 5 minutos antes de la adición de los sólidos y continua estable durante por lo menos 30 minutos después de la adición de los sólidos. Una muestra sólida de materiales particulados de TPA crudos o purificados que ascienden a 250 miligramos se pesa en una charola pesadora de muestra no de adhesión. En un tiempo de inicio designado como t=0, los sólidos pesados se vacían todos a la vez en el THF agitado, y un cronómetro se inicia simultáneamente. Apropiadamente hecho, el THF humedece muy rápidamente los sólidos y forma una suspensión bien agitada, diluida dentro de 5 segundos. Subsecuentemente, las muestras de esta mezcla se obtienen en los siguientes tiempos, medido en minutos de T=0: 0.08, 0.25, 0.50, 0.75, 1.00, 1.50, 2.00, 2.50, 3.00, 4.00, 5.00, 6.00, 8.00, 10.00, 15.00, y 30.00. Cada muestra pequeña se retira de la mezcla bien agitada, diluida utilizando una jeringa desechable, nueva (Becton, Dikinson y Co, 5 mililitros, REF 30163, Frandlin Lakes, NJ0.7417). inmediatamente en el retiro del vaso, aproximadamente 2 mililitros de la muestra líquida clara rápidam'ente se descarga a través de un filtro de jeringa no usada, nueva (25 mm de diámetro, 0,45 mieras, Gelman GHP Acrodisc GF®, Pall COrporation, Eas Hills, NY 11548) en un frasquito de muestra de vidrio marcado, nuevo. La duración de cada relleno con jeringa, la colocación del filtro, y la descarga en un frasquito de muestra es correctamente menor que aproximadamente 5 segundos, y este intervalo es aproximadamente iniciado y terminado dentro de aproximadamente 3 segundos cada lado de cada tiempo de muestreo objetivo. Dentro de aproximadamente 5 minutos de cada relleno, los frasquitos de muestra se tapan y se mantienen a temperatura aproximadamente constate hasta realizar el siguiente análisis químico. Después de que la muestra final se toma en un tiempo pasados 30 minutos t=0, todas las dieciséis muestras se analizan para la cantidad del TPA disuelto utilizando un método HPLC-DAD generalmente como se describe en otra parte dentro de esta descripción. Sin embargo, en la presente prueba los estándares de calibración y los resultados reportados ambos se basan en miligramos del TPA disuelto por gramo de solvente THF (después en la presente "ppm en THF") . Por ejemplo, si todo lo de los 250 miligramos de sólidos fue TPA muy puro y esta cantidad completa se disolvió completamente en los 250 gramos del solvente de THF antes de que una muestra particular se tomara, la concentración correctamente medida sería aproximadamente 1,000 ppm en THF. Cuando el CTA de acuerdo a la presente invención se somete a la prueba de disolución regulada descrita en lo anterior, se prefiere que una muestra tomada en un minuto t=0 se disuelva a una concentración de por lo menos aproximadamente 500 ppm en THF, más preferiblemente a por lo menos 600 ppm en THF. Para una muestra tomada en pasados dos minutos t=0, se prefiere que el CTA de acuerdo a la invención actual se disolverá a una concentración de por lo menos aproximadamente 700 ppm en THF, más preferiblemente a por lo menos 750 ppm en THF. Para una muestra tomada en pasados cuatro minutos t=0, se prefiere que el CTA de acuerdo a la invención actual se disolverá a una concentración de por lo menos aproximadamente 840 ppm en THF, más preferiblemente a por lo menos 880 ppm en THF. Los inventores han encontrado que un modelo de crecimiento exponencial negativo relativamente simple, es útil para describir la dependencia de tiempo de los grupos de datos completos de una prueba de disolución regulada completa, no obstante la complejidad de las muestras particuladas y del proceso de disolución. La forma de la ecuación, después en la presente, el "modelo de disolución regulado", es como sigue: S = A + B * (1 - exp(-C * t)), donde t = tiempo en unidades de minutos: S = solubilidad en unidades de ppm en THF, en tiempo t; exp = función exponencial en la base del logaritmo natural de 2; A, B = constantes regresadas en unidades de ppm en THF, donde A se relación principalmente a la disolución rápida de las partículas más pequeñas en tiempo muy cortos, y donde la suma de A + B se relaciona principalmente a la cantidad total de la disolución cerca del período de prueba especificado; y C = una constante de tiempo regresada en unidades de minutos recíprocos. Las constantes regresadas se ajustan para minimizar la suma de los cuadrados de los errores de los puntos de datos actuales y los valores del modelo correspondientes, que lo cual el método es comúnmente llamado un ajuste "de últimos cuadros". Un paquete de software preferido para ejecutar esta regresión de datos es el JMP Reléase 5.1.2 (SAS Institute Inc., JMP Software, SAS Campul Drive, Cary, NC 27513). Cuando el CTA de acuerdo a la presente invención se prueba con la prueba de disolución regulada y se ajusta al modelo de disolución regulado descrito en lo anterior, se prefiere que el CTA tenga una constante de tiempo "C" mayor que aproximadamente 0.5 minutos recíprocos, más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.6 minutos recíprocos y mucho más preferiblemente mayor que 0.7 minutos recíprocos . Las FIGS. 33A y 33B ilustran una partícula de CTA convencional hecha mediante un proceso de oxidación a alta temperatura convencional en un reactor de tanque agitado continuo (CSTR) . La FIG. 33A muestra la partícula de CTA convencional a 500 veces de agrandamiento, mientras que la FIG. 33B se acerca y muestra la partícula de CTA a 2,000 veces de agrandamiento. Una comparación visual de las partículas CTA inventivas ilustradas en las FIGS 32A y 32B y la partícula de CTA convencional mostrada en las FIGS. 33A y 33B muestra que la partícula de CTA convencional tiene una densidad más alta, área de superficie inferior, porosidad inferior, y tamaño de partícula más grande que las partículas de CTA inventivas. De hecho, el CTA convencional representado en las FIGS. 33A y 33B tiene un tamaño de partícula medio de aproximadamente 205 mieras y un área de superficie BET de aproximadamente 0.57 m2/g. La FIG. 34 ilustra un proceso convencional para hacer ácido tereftálico purificado (PTA). En el proceso de PTA convencional, el para-xileno parcialmente se oxida en un reactor de oxidación a alta temperatura mecánicamente agitado 700. Una suspensión que comprende CTA se retira del1 reactor 700 y luego se purifica en un sistema de purificación 702. El producto de PTA del sistema de purificación 702 se introduce en un sistema de separación 706 para separar y secar las partículas de PTA. El sistema de purificación 702 representa una porción grande de los costos asociados con la producción de partículas de PTA mediante métodos convencionales. El sistema de purificación 702 generalmente incluye un sistema de adición/intercambio de agua 708, un sistema de disolución 710, un sistema de hidrogenación 712, y 3 recipientes de cristalización separados 704a, b, c. El sistema de adición/intercambio de agua 708, una porción sustancial de licor madre se desplaza con agua. Después de la adición de agua, la suspensión de agua/CTA se introduce en el sistema de disolución 710 donde la mezcla de agua/CTA se calienta hasta que las partículas de CTA se disuelven completamente en el agua. Después de la disolución de CTA, la solución de CTA en agua se somete a la hidrogenación en el sistema de hidrogenación 712. El efluente de hidrogenado del sistema de hidrogenación 712 luego se somete a 3 etapas de cristalización en recipientes de cristalización 704a, b, c, seguido por la separación de PTA en el sistema de separación 706. La FIG. 35 ilustra un proceso mejorado para producir PTA empleando un reactor de oxidación de columna de burbujeo 800 configurado de acuerdo con una modalidad de la presente invención. Una suspensión inicial que comprende partículas de CTA sólidas y un licor madre líquido se retira del reactor 800. Típicamente, la suspensión inicial puede contener en el intervalo de aproximadamentelO a aproximadamente 50 por ciento en peso de partículas de CTA sólidas. Con el resto que es licor madre líquido. Las partículas de CTA sólidas presentes en la suspensión inicial típicamente contiene por lo menos aproximadamente 400 ppmw. de 4-carboxibenzaldehído (4-CBA) , más típicamente por lo menos aproximadamente 800 ppmw de 4-CBA, y mucho más típicamente en el intervalo de 1,000 a 15,000 ppmw de 4-CBA. La suspensión inicial retirada del reactor 800 se introduce en un sistema de purificación 802 para reducir la concentración de 4-CBA y otras impurezas presentes en el CTA. Una suspensión más pura/purificada se produce del sistema de purificación 802 y se somete a la separación y secado en el sistema de separación 804 para producir de esta manera partículas de ácido tereftálico sólidas más puras que comprenden menos que aproximadamente 400 ppmw de 4-CBA, más preferiblemente menos que aproximadamente 250 ppmw de 4-CBA, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 1 a 200 ppmw de 4-CBA. El sistema de purificación 802 del sistema de producción de PTA ilustrado en la FIG. 58 proporciona un número de ventajas sobre el sistema de purificación 802 del sistema de la técnica previa ilustrado en la FIG. 57. preferiblemente, el sistema de purificación 802 generalmente incluye un sistema de intercambio de licor 806 un digestor 808, y un cristalizador solo 810. En el sistema de intercambio de licor 806, por lo menos aproximadamente 50 por ciento en peso del licor madre presente en la suspensión inicial se reemplaza con un solvente de reemplazo fresco para proporcionar de esta manera una suspensión intercambiada con solvente que comprende partículas de CTA y el solvente de reemplazo. La suspensión intercambiada con solvente que salde del sistema de intercambio de licor 806 se introduce en el digestor (o reactor de oxidación secundario) 808. En el digestor 808, una reacción de oxidación secundaria se realiza a temperaturas ligeramente más altas que se utilizaron en la reacción de oxidación inicial/primaria llevada a cabo en el reactor de columna de burbujeo 800. Como se divulga en lo anterior, el área de superficie alta, tamaño de partícula pequeño, y baja densidad de las partículas de CTA producidas en el reactor 800 causan ciertas impurezas atrapadas en las partículas CTA llegar a ser disponibles para la oxidación en el digestor 808 sin requerir la disolución completa de las partículas CTA en el digestor 808. Así, la temperatura en el digestor 808 puede ser inferior que muchos procesos de la técnica previa similares. La oxidación secundaria llevada a cabo en el digestor 808 preferiblemente reduce la concentración de 4-CBA en el CTA mediante por lo menos 200 ppmw, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 400 ppmw, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 600 a 6,000 ppmw. Preferiblemente, la temperatura de oxidación secundaria en el digestor 808 es por lo menos aproximadamente 10°C más alta que la temperatura de oxidación primaria en el reactor de columna de burbujeo 800, más preferiblemente aproximadamente 20 aproximadamente 80°C más alta que la temperatura de oxidación primaria en el reactor 800, y mucho más preferiblemente 30 a 50°C más alta que la temperatura de oxidación primaria en el reactor 800. La temperatura de oxidación secundaria está preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 160 a aproximadamente 240°C, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 180 a aproximadamente 220°C y mucho más preferiblemente en el intervalo de 190 a 210°C. El producto purificado del digestor 808 requiere únicamente una etapa de cristalización sola en el cristalizador 810 antes de la separación en el sistema de separación 804. Las técnicas de oxidación/digestión secundarias adecuadas se discuten en detalle adicional en la publicación de solicitud de patente norteamericana No. 2005/0065373, la descripción completa de la cual se incorpora expresamente en la presente por referencia. El ácido tereftálico (por ejemplo, PTA) producido por el sistema ilustrado en la FIG. 35 se forma preferiblemente de partículas de PTA que tienen un tamaño de partícula medio de por lo menos aproximadamente 40 mieras, I más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 50 a i aproximadamente 2,000 mieras, y mucho más preferiblemente en i el intervalo de 60 a 200 mieras. Las partículas, de PTA preferiblemente tiene un área de superficie BET promedio menor que aproximadamente 0.25 m2/g, más preferiblemente en el intervalo de aproximadamente 0.005 a aproximadamente 0.2 m2/g, y mucho más preferiblemente en el intervalo de 0.01 a 0.18 m2/g. El PTA producido por el sistema ilustrado en la FIG. 35 es adecuado para el uso como un material de alimentación en la fabricación de PET. Típicamente, el PET se hace por la vía de la esterificación de ácido tereftálico con etilenglicol, seguido por la policondensación. Preferiblemente, el ácido tereftálico producido mediante una modalidad de la presente invención se emplea como una alimentación al proceso de PET del reactor de tubo descrito en la solicitud de patente norteamericana No. de Serie 10/013,318, presentada el 7 de Diciembre, del 2001, la descripción completa de la cual se incorpora en la presente por referencia. Las partículas de CTA con la morfología preferida divulgada en la presente son particularmente útiles en el proceso de digestión oxidante descrito en lo anterior para la reducción del contenido de 4-CBA. Además, estas partículas de CTA preferidas proporcionan ventajas en una amplia gama de otros post-procesos que involucran la disolución y/o la reacción química de las partículas. Estos post-procesos adicionales incluyen, preso no se limitan a, reacción, con por lo menos un compuesto que contiene hidroxilo para formar compuestos de éster, especialmente en la reacción de CTA con metanol para formar dimetiltereftalato y esteres de impureza; reacción con por lo menos un diol para formar compuestos de monómeros de éster y/o polímero, especialmente la reacción de CTA con etilenglicol para formar polietilentereftalato; y la disolución completa o parcial en solventes, que incluyen, pero no se limitan a, agua, ácido acético, y N-metil-2-pirrolidona, que puede incluir procesamiento adicional que incluye, pero no se limita a, reprecipitación de un ácido tereftálico más puro y/o reducción química selectiva de grupos carbonilo diferentes a los grupos de ácido carboxílico. Se incluyen notablemente la disolución sustancial de CTA en un solvente que comprende agua acoplado con la hidrogenación parcial que reduce la cantidad de aldehidos, especialmente 4-CBA, fluorenonas, fenonas, y/o antraquinonas . Los inventores también contemplan que las partículas de CTA que tienen las propiedades preferidas descritas en la presente se pueden producir de partículas de CTA que no conforman a las propiedades preferidas divulgadas en la presente (partículas de CTA no de conformación) por medios que incluyen, pero no se limitan a, trituración mecánica de partículas de CTA no de conformación y disolución completa o parcial de partículas de CTA no de conformación seguida por la reprecipitación completa o parcial. De acuerdo con una modalidad de la presente invención, se proporciona un proceso para oxidar parcialmente un compuesto aromático oxidable a uno o más tipos de ácido I carboxílico aromático en donde la pureza de la porción de solvente de la alimentación (es decir, la "alimentación de solvente" y la pureza de la porción del compuesto oxidable de la alimentación (es decir, la "alimentación del compuesto oxidable") se controla dentro de ciertos intervalos especificados enseguida. Junto con otras modalidades de la presente invención, esto permite a la pureza de la fase líquida y, si está presente, la fase sólida y la fase de suspensión combinada (es decir sólido más líquido) del medio de reacción para ser controlado en ciertos intervalos preferidos, resumidos enseguida. Con respecto a la alimentación de solvente, es conocido oxidar un (os) compuesto (s) aromático (s) oxidable (s) para producir un ácido carboxílico aromático en donde la alimentación de solvente introducida en el medio de reacción es una mezcla de ácido acético de pureza analítica y agua, como se emplea frecuentemente en escala de laboratorio y escala piloto. Del mismo modo, es conocido conducir la oxidación del compuesto aromático oxidable a ácido carboxílico aromático en donde el solvente que deja el medio de reacción se separa del ácido carboxílico aromático producido y luego se recicla nuevamente al medio de reacción como solvente de alimentación, principalmente para razones de costos de fabricación. Este reciclado de solvente causa ciertas impurezas de alimentación y subproductos de proceso para acumular a través del tiempo en el solvente reciclado. Varios medios son conocidos en la técnica para ayudar a la purificación del solvente reciclado antes de la reintroducción en el medio de reacción. Generalmente, un grado más alto de purificación del solvente reciclado conduce a costo de fabricación significantemente más alto que un grado inferior de purificación mediante medios similares. Una modalidad de la presente invención se relaciona al entendimiento y definición de los intervalos preferidos de un número grande de impurezas dentro de la alimentación del solvente, muchas de las cuales estuvieron hasta ahora creídas grandemente benignas, a fin de encontrar un balance óptimo entre el costo de fabricación completo y la pureza del producto completa. "Alimentación de solvente reciclado" se define en la presente como la alimentación de solvente que comprende por lo menos aproximadamente 5 por ciento en peso de masa que previamente ha pasado a través de un medio de reacción que contiene uno o más compuestos aromáticos oxidables sometidos a la oxidación parcial. Para razones de inventario de solvente y de tiempo en la corriente en una unidad de fabricación, es preferible que las porciones del solvente reciclado pasa a través del medio de reacción por lo menos una vez por día de operación, más preferiblemente por lo menos una vez por día por lo menos siete días consecutivos de operación, y mucho más preferiblemente por lo menos una vez i por día durante por lo menos 30 días consecutivos de operación. Para razones económicas, es preferible que por lo menos aproximadamente 20 por ciento en peso ' de la alimentación de solvente al medio de reacción de la presente invención recicle el solvente, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 40 por ciento en peso, todavía más preferiblemente por lo menos aproximadamente 80 por ciento en peso, y mucho más preferiblemente por lo menos 90 por ciento en peso. Los inventores han descubierto que, por razones de actividad de reacción y para consideración de las impurezas metálicas dejadas en el producto de oxidación, las concentraciones de metales multivalentes seleccionados dentro de la alimentación del solvente reciclado están en preferiblemente los intervalos especificados inmediatamente enseguida. La concentración de hierro en el solvente reciclado está preferiblemente abajo de aproximadamente 150 ppmw, más preferiblemente abajo de aproximadamente 40 ppmw, y mucho más preferiblemente entre 0 y 8 ppmw. La concentración de níquel en el solvente reciclado está preferible abajo de aproximadamente 150 ppmw, más preferiblemente abajo de aproximadamente 40 ppmw, y mucho más preferiblementei entre 0 y 8 ppmw. La concentración de cromo en el solvente reciclado está preferible abajo de aproximadamente 150 ppmw, más preferiblemente abajo de aproximadamente 40 ppmw, y mucho más preferiblemente entre 0 y 8 ppmw. La concentración de i molibdeno en el solvente reciclado está preferible abajo de aproximadamente 75 ppmw, más preferiblemente abajo de aproximadamente 20 ppmw, y mucho más preferiblemente entre 0 y 4 ppmw. La concentración de titanio en el solvente reciclado está preferible abajo de aproximadamente 75 ppmw, más preferiblemente abajo de aproximadamente 20 ppmw, y mucho más preferiblemente entre 0 y 4 ppmw. La concentración de cobre en el solvente reciclado está preferible abajo de aproximadamente 20 ppmw, más preferiblemente abajo de aproximadamente 4 ppmw, y mucho más preferiblemente entre 0 y 1 ppmw. Otras impurezas metálicas también están típicamente presentes en el solvente reciclado generalmente que varían en niveles más bajos en producción a uno o más de los metales listados en lo anterior. El control de los metales listados en lo anterior en los intervalos preferidos mantendrá otras impurezas metálicas en niveles adecuados. Estos metales pueden surgir como impurezas en cualquiera de las alimentaciones de proceso entrantes (por ejemplo, en el compuesto oxidable entrante, solvente, oxidante, y compuestos de catalizador) . Alternativamente, los metales pueden surgir como productos de corrosión desde cualquiera de las unidades de proceso que hacen contacto con el medio de reacción y/o que hacen contacto con el solvente reciclado. Los medios para controlar los metales, en los intervalos de concentración divulgados incluyen la especificación apropiada y monitoreo de la pureza de varias alimentaciones y el uso apropiado de materiales de construcción, que incluyen, pero no se limitan a, muchos grados comerciales de titanio y de aceros inoxidables que incluyen aquellos grados conocidos como aceros inoxidables dobles y aceros inoxidables de molibdeno alto. Los inventores también han descubierto intervalos preferidos para los compuestos aromáticos seleccionados en el solvente reciclado. Estos, incluyen compuestos aromáticos tanto precipitados como disueltos dentro del solvente reciclado. Sorprendentemente, aun el producto precipitado (por ejemplo, TPA) de una oxidación parcial de para-xileno, es un contaminante que se maneja en el solvente reciclado. Debido a que hay sorprendentemente intervalos preferidos para los niveles de sólidos dentro del medio de reacción, cualquier producto precipitado en la alimentación de solvente directamente se sustrae de la cantidad' de compuesto oxidable que puede alimentar en convenio. Además, la alimentación de sólidos de TPA precipitados en el solvente reciclado en niveles elevados ha sido descubierto por afectar adversamente el carácter de las partículas formadas dentro de un medio oxidación de precipitación, que conduce al carácter indeseable en las operaciones corriente abajo (por ejemplo, filtración del producto, lavado del solvente, digestión oxidada del producto crudo, disolución del producto crudo para procesamiento adicional, y así sucesivamente). Otra característica indeseable de los sólidos precipitados en la alimentación del solvente reciclado es que estos frecuentemente contienen niveles muy altos de impurezas precipitadas, ' como es comparado a las concentraciones de impurezas en el volumen de sólidos dentro de las suspensiones de PTA de los cuales muchos de los solventes reciclados se obtienen. Posiblemente, los niveles elevados de impurezas observadas en los sólidos suspendidos en el material filtrado reciclado se puede relacionar a los tiempos de nucleación para la precipitación de ciertas impurezas del solvente reciclado y/o al enfriamiento del solvente reciclado, si es intencional o debido a pérdidas ambientales. Por ejemplo, las concentraciones de 2 , 6-dicarboxifluorenona altamente coloreada e indeseable se ha observado en niveles mucho más altos en sólidos presentes en el solvente reciclado a 80°C que se observan en los sólidos TPA separados en el solvente reciclado a 160°C. Similarmente, las concentraciones del ácido trisoftálico se han observado en niveles mucho más altos en sólidos presentes en el solvente reciclado comparado a los niveles observados en los sólidos de PTA del medio de i reacción. Exactamente como las impurezas precipitadas transportadas dentro del comportamiento del solvente reciclado cuando se reintroducen al medio de reacción se presentan para variar. Esto depende tal vez en la solubilidad relativa de la impureza dentro de la fase líquida del medio de reacción, tal vez en como la impureza precipitada se ubica entro de los sólidos precipitados, y tal vez en la proporción local de la precipitación de TPA donde el primer sólido reentra al medio de reacción. Así, los inventores han encontrado útil controlar el nivel de ciertas impurezas en el solvente reciclado, como se divulga enseguida, sin respecto a si estas impurezas están presentes en el solvente reciclado en la forma disuelta o son materiales particulados transportados en las mismas. La cantidad de sólidos precipitados presentes en el material filtrado reciclado se determina mediante un método gravimétrico como sigue. Una muestra representativa se retira del suministro de solvente al medio de reacción mientras que el solvente se hace fluir en un conducto hacia el medio de reacción. Un tamaño de muestra útil es de aproximadamente 100 gramos capturada en un contenedor de vidrio que tiene aproximadamente 250 mililitros de volumen interno. Antes de que se libere a presión atmosférica, pero mientras que fluye continuamente hacia el contenedor de muestra, el material filtrador reciclado se enfría a menos que 100°C; este enfriamiento es a fin de limitar la evaporación del solvente durante el intervalo corto antes de que se cierre sellado en el contenedor de vidrio. Después de que la muestra se captura a presión atmosférica, el contenedor de vidrio se sella inmediatamente. Luego la muestra se deja enfriar aproximadamente 20°C mientras que se circunda por aire a aproximadamente 20°C y sin convección forzada. Después de que alcanza aproximadamente 20°C, la muestra se mantiene en esta condición durante por lo menos aproximadamente 2 horas. Luego, el contenedor sellado se agita vigorosamente hasta que una distribución uniforme visible de sólidos es obtenida. Inmediatamente después, una barra agitadora magnética se adiciona al contenedor de muestra y se rota a una velocidad suficiente para mantener la distribución efectivamente uniforme de sólidos. Una alícuota de 10 mililitros de líquido mezclado con sólidos suspendidos se retira mediante la pipeta y se pesa. Luego el volumen de la fase líquida de esta alícuota se separa mediante la filtración por vacío, todavía aproximadamente 20°C y efectivamente sin pérdida de sólidos. Los sólidos húmedos filtrados de esta alícuota luego se secan, efectivamente sin la sublimación de los sólidos, y estos sólidos secos se pesan. La relación del peso de los sólidos secos al peso de la alícuota original de la suspensión es la fracción de sólidos, típicamente expresada como un porcentaje y se refiere en la presente como la cantidad de "sólidos precipitados a 20°C" en la alimentación de solvente. Los inventores han descubierto que los compuestos aromáticos disueltos en la fase líquida del medio de reacción y que comprenden ácidos carboxílicos aromáticos que carecen i de grupos hidrocarbilo no aromáticos (por ejemplo, ácido isoftálico, ácido benzoico, ácido ftálico, 2,5,4'-tricarboxilbifenilo) son componentes sorprendentemente perniciosos. Aunque estos compuestos son muy reducidos en la actividad química en el medio de reacción sujeto comparado a los compuestos oxidables que tienen grupos hidrocarbilos no aromáticos, los inventores han descubierto que estos compuestos sin embargo se someten a numerosas reacciones nocivas. Esto, es ventajoso para controlar el contenido de estos compuestos en intervalos preferidos en la fase líquida del medio de reacción. Esto conduce a intervalos preferidos de compuestos seleccionados en alimentación del solvente reciclado y también a intervalos preferidos de precursores seleccionados en la alimentación del compuesto aromático oxidable . Por ejemplo, en la oxidación parcial en fase líquida del para-xileno a ácido tereftálico (TPA) , los inventores han descubierto que la 2 , 7-dicarboxifluorenona de impurezas altamente coloreadas e indeseables (2,7-DCF) es virtualmente indetectable en el medio de reacción y la toma del producto cuando los compuestos aromáticos metasustituidos están en niveles muy bajos en el medio de reacción. Los inventores han descubierto que cuando la impureza de ácido isoftálico está presente en niveles de incrementación en la alimentación del solvente, la formación de 2,7-DCF se eleva en casi la proporción directa. Los inventores también han descubierto que cuando la impureza de meta-xileno está presente en la alimentación del para-xileno, la formación, de 2,7-DCF otra vez se eleva casi en la proporción directa. Además, aun si la alimentación del solvente y la alimentación del compuesto oxidable están libres de compuestos aromáticos metasustituidos, los inventores han descubierto que algún ácido isoftálico se forma durante una oxidación parcial típica de para-xileno muy puro, particularmente cuando el ácido benzoico está presente en la fase líquida del medio de reacción. Este ácido isoftálico autogenerado puede, debido a su solubilidad más grande que el TPA en el solvente que comprende ácido acético y agua, acumularse a través del tiempo en unidades comerciales que emplean solvente reciclado. Así, la cantidad de ácido isoftálico dentro de la alimentación de solvente, la cantidad de meta-xileno dentro de la alimentación de compuesto aromático oxidable y la proporción de autocreación de ácido isoftálico dentro del medio de reacción todas se consideran apropiadamente en balance entre sí y en balance con cualquiera de las reacciones que consumen ácido isoftálico. El ácido isoftálico ha sido descubierto para someterse a relaciones constructivas adicionales además de la formación de 2,7-DCF, como se divulga enseguida. Además, los inventores han descubierto que hay otros problemas para considerar cuando los intervalos apropiados de dimensionamiento para las especies aromáticas sustituidas en la oxidación parcial del para-xileno a TPA. Otras impurezas altamente coloreadas e indeseables, tal como 2, 6-dicarboxifluorenona (2,6-DCF), parecen relacionarse grandemente a especies aromáticas para sustituidas, disueltas, que siempre están presentes con la alimentación del para-xileno a una oxidación en fase líquida. ¡Así, la supresión de 2,6-DCF se considera mejor en perspectiva con el nivel de otras impurezas coloreadas que están siendo producidas . Por ejemplo, en la oxidación parcial en fase líquida del para-xileno a TPA los inventores han descubierto que la formación de ácido trimelítico se eleva conforme los niveles de ácido isoftálico y ácido ftálico se elevan dentro dei medio de reacción. El ácido trimelítico es un ácido carboxílico trifuncional que conduce a la ramificación de las cadenas de polímero durante la producción de PET de TPA. En muchas aplicaciones de PET, los niveles de ramificación se deben controlar a niveles bajos y por consiguiente el ácido trimelítico se debe controlar a niveles bajos en el TPA purificado. Además, de conducir al ácido trimelítico, la presencia de las especies metasustituidas y ortosustituidas en el medio de reacción también dan origen a otros ácidos tricarboxílicos (por ejemplo, 1, 3, 5-tricarboxilbenceno) . Además, la presencia incrementada de ácidos tricarboxílicos en el medio de reacción incrementa la cantidad de la formación de ácido tetracarboxílico (por ejemplo, 1,2,4,5-tetracarboxibenceno) . El control de la producción sumada de todos los ácido carboxílicos aromáticos que tienen más de 2 grupos de ácido carboxílico es un factor en el dimensionamiento de los niveles preferidos de especies metasustituidos y ortosustituidas en la alimentación del solvente reciclado, en la alimentación de compuesto oxidable, y en el medio de reacción de acuerdo a la presente invención. Por ejemplo, en la oxidación parcial en fase líquida del para-xileno a TPA, los inventores han descubierto que los niveles incrementados en la fase líquida del medio de reacción de varios ácidos carboxílicos aromáticos disueltos que carecen de grupos de hidrocarbilo no aromáticos conducen directamente a la producción incrementada de monóxido de carbono y dióxido de carbono. Está producción incrementada de óxidos de carbono representa una pérdida de producción en tanto el oxidante como el compuesto oxidable, puesto que muchos de los ácidos carboxílicos aromáticos coproducidos posteriores, que por una parte se pueden observar como impurezas, por otra parte también tienen valor comercial. Así, la remoción apropiada de los ácidos carboxílicos relativamente solubles que carecen de grupos hidrocarbilo no aromáticos del solvente reciclado tiene un valor económico en la prevención de la pérdida de producción del compuesto aromático oxidable y el oxidante, además de suprimir la generación de impurezas altamente indeseables tales como varias fluorenonas y ácido trimelítico. Por ejemplo, en la oxidación parcial en fase líquida del para-xileno a TPA, los inventores han descubierto que la formación de 2, 5, 4 ' -tricarboxibifenilo es aparentemente inevitable. El 2, 5, 4 ' -tricarboxibifenilo es un ácido tricarboxílico aromático formado mediante el acoplamiento de dos anillos aromáticos, tal vez por el acoplamiento de especies aromáticas para-sustituidas disueltas con un radical de arilo, tal vez un radical de arilo formado por la descarboxilación o descarbonilación de unas especies aromáticas para-sustituidas. Afortunadamente, el 2, 5, 4 ' -tricarboxibifenilo típicamente se produce en niveles más bajos que el ácido trimelítico y no conduce usualmente a dificultades significantemente incrementadas con la ramificación de las moléculas de polímero durante la producción de PET. Sin embargo, los inventores han descubierto que los niveles elevados de 2,5,4'-tricarboxibifenilo en un medio de reacción que comprende oxidación de aromáticos de alquilo de acuerdo a modalidad preferidas de la presente invención conducen a niveles incrementados de 2,6-DCF altamente coloreada e indeseable. La 2,6-DCF incrementada posiblemente se crea del 2,5,4'-tricarboxibifenilo mediante el cierre de anillo con pérdida de una molécula de agua, aunque el mecanismo de reacción exacto no es conocido con certeza. Si el 2,5,4'-tricarboxibifenilo, que es más soluble en solvente que comprende ácido acético y agua que es TPA, se deja acumular muy alto dentro del solvente reciclado, las proporciones de conversión 2,6-DCF pueden volverse inaceptablemente grandes. Por ejemplo, en la oxidación parcial en fase líquida del para-xileno a TPA, los inventores han descubierto que los ácidos carboxílicos aromáticos que carecen de grupos hidrocarbilo no aromáticos (por ejemplo, ácido isoftálico) generalmente conducen a la supresión media de la actividad química del medio de reacción cuando está presente en la fase líquida en concentración suficiente. Por ejemplo, en la oxidación parcial en fase líquida del para-xileno a TPA, los inventores han descubierto que la precipitación frecuentemente no es ideal (es decir sin equilibrio) con respecto a las concentraciones relativas de especies químicas diferentes en la fase sólida y en la fase líquida. Tal vez, esto es debido a que la proporción de precipitación es muy rápida en las proporciones de reacción de espacio-tiempo preferidas en la presente, que conducen a la co-precipitación no ideal de impurezas, a un la oclusión, así, cuando se desea limitar la concentración de ciertas impurezas (por ejemplo, ácido trimelítico y 2,6-DCF) dentro del TPA crudo debido a la configuración de las operaciones unitarias corriente abajó, es preferible controlar su concentración en la alimentación del solvente así como su proporción de generación dentro del medio de reacción. Por ejemplo, los inventores han descubierto que los compuestos de benzofenona (por ejemplo, 4,4'-dicarboxibenzofenona y 2, 5, 4' -tricarboxibenzofenona) hechos durante la oxidación parcial del para-xileno, tienen efectos indeseables en un medio de reacción de PET aunque los compuestos de benzofenona no son tan altamente coloreados en el TPA per se como zonas fluorenonas y las antraquinonas. Por consiguiente, es deseable limitar la presencia de benzofenonas y precursores seleccionados en el solvente reciclado y en la alimentación del compuesto oxidable,. Además, los inventores han descubierto que la presencia de niveles elevados de ácido benzoico, ya se admitido en el solvente reciclado o formado dentro del medio de reacción1, conduce a proporciones elevadas de producción de 4,4'-dicarboxibenzofenona . En la revisión, los inventores han descubierto y cuantificado suficientemente un arreglo sorprendente de reacciones para compuestos aromáticos que carecen de grupos hidrocarbilo no aromáticos que están presentes en la oxidación parcial en fase líquida de para-xileno TPA. La recapitulación solamente del caso solo del ácido benzoico, los inventores han descubierto que los niveles incrementado de ácido benzoico en el medio de reacción de ciertas modalidades de la presente invención conducen a la producción grandemente incrementada del ácido 9-fluorenona-2-carboxílico altamente coloreado e indeseable, a niveles grandemente incrementados de 4 , 4' -dicarboxidibifenilo, a niveles incrementados de 4 , 4 ' -dicarxibenzofenona, a una supresión media de actividad química de la oxidación propuesta del para-xileno, y a niveles incrementados de óxido de carbono y pérdidas de rendimiento concomitante. Los inventores han descubierto que los niveles incrementados de ácido benzoico en el medio de reacción también conducen a la producción incrementada de ácido isoftálico y ácido ftálico, los niveles de los cuales se controlan deseablemente en intervalos bajos de acuerdo al aspecto similares de la invención actual. El número e importancia de reacciones que involucran ácido benzoico son tal vez aun más sorprendentes puesto que . algunos inventores actuales contemplan la utilización del ácido benzoico en lugar de ácido acético como un componente primario de solvente (ver, por ejemplo, patente norteamericana No. 6,562,997). Adicionalmente, los presentes inventores han observado que el ácido benzoico es autogenerado durante la oxidación del para-xileno en proporciones que son muy importantes relativa a su formación de impurezas, tal como tolueno y etilbenceno, comúnmente encontrados en la alimentación del compuesto oxidable que comprende para-xileno de pureza comercial. Por otra parte los inventores han descubierto pequeño valor de la regulación adicional de la composición de solvente reciclado con respecto a la presencia del compuesto aromático oxidable y con respecto a los intermedios de reacción aromáticos que ambos retienen los grupos de hidrocarbilo no aromáticos y también son relativamente solubles en el solvente reciclado. En general, estos compuestos se alimentan ya sea a o se crean dentro del medio de reacción en proporciones sustancialmente más grandes que su presencia en el solvente reciclado; y la proporción de estos compuestos dentro del medio de reacción es suficientemente grande, retienen uno o más de los grupos hidrocarbilo no aromáticos, para limitar apropiadamente su acumulación dentro del solvente reciclado. Por ejemplo, durante la oxidación parcial del para-xileno en un medio de reacción de fases múltiples, el para-xileno se evapora a un grado limitado junto con grandes cantidades de solvente. Cuando este solvente evaporado sale del reactor como parte del gas de descarga y se condensa para la recuperación como solvente reciclado, una porción sustancial para-xileno evaporado también se condensa en el mismo. No es necesario limitar la concentración de este para-xileno en el solvente reciclado. Por ejemplo, si el solvente se separa de los sólidos en la suspensión que sale de un medio de reacción de oxidación de para-xileno, este solvente recuperado contendrá una concentración similar de ácido paratoluico disuelto a aquel presente en el punto de remoción del medio de reacción. Aunque puede ser importante limitar la concentración permanente del ácido paratoluico dentro de la fase líquida del medio de reacción, ver enseguida, no es necesario regular separadamente el ácido paratoluico en esta porción del solvente reciclado debido a su solubilidad relativamente buena y a su gasto de flujo de mas bajo relativo a la presión de ácido paratoluico dentro del medio de reacción. Similarmente, los inventores han descubierto poca razón para limitar las concentraciones en el solvente reciclado de los compuestos aromáticos con sustituyentes de metilo (por ejemplo ácidos toluíco) , aldehidos aromáticos (por ejemplo, ¡ | tereftaldehído) , de compuestos aromáticos con sustituyentes I de hidroxi-metilo (por ejemplo, ácidq 4-hidroximetilbenzoico) , y de compuestos aromáticos bromados que retienen por lo menos un grupo hidrocarbilo no aromático (por ejemplo, ácido alfa-bromo-para-toluico) enseguida aquellos encontrados inherentemente en la fase líquida que I sale del medio de reacción que ocurre en la oxidación porción del xileno de acuerdo las modalidades preferidas de i la presente invención. Sorprendentemente, los inventores i también han descubierto que también no es necesario ¡regular en el solvente reciclado la concentración de fenoles seleccionados intrínsecamente producidos durante la oxidación parcial del xileno, para estos compuestos se crean y se destruyen dentro del medio de reacción en proporciones mucho más grandes que su presencia en el solvente recicla¡do. Por ejemplo los inventores han descubierto que el ácido 4-hidroxibenzoico tiene efectos relativamente pequeños sobre la actividad química en las modalidades preferidas de la presente invención cuando se co-alimentan en proporciones de arriba de 2 gramos de ácido 4-hidroxibenzoico por un kilogramo de para-xileno, mucho más alto que la presencia natural en el solvente reciclado, a pesar de que se reporta por otros, como un veneno significante en el medio de reacción similar (ver, por ejemplo, W. Partenheimer, Catalysis Today 23 (1995) p. 81) . Así, existen numerosas reacciones y numerosas consideraciones en establecer los intervalos preferidos de i varias impurezas aromáticas en la alimentación del solvente como ahora de divulga. Estos descubrimientos se establecen en términos de composición promedio en peso agregado de todas las corrientes de solvente que se alimentan al medio de reacción durante el curso de un período de tiempo ajustado, preferiblemente un día, más preferiblemente una hora, . y mucho más preferiblemente un minuto. Por ejemplo, si una alimentación de solvente fluye sustancialmente de manera continua con una composición de 40 ppmw de ácido ispftálico en un gasto de flujo de 7 kilogramos por minuto, una segunda alimentación de solvente fluye sustancialmente de manera continua con una composición de 2,000 ppmw de ácido isoftálico en un gasto de flujo de 10 kilogramos por minuto, y no hay otras corrientes de alimentación de solvente que entran al medio de reacción, luego la composición de solvente se calculo (40 * 7 + 2,000 * 10)/(7 + 10) 0= 1,193 ppmw de ácido isoftálico. Es notable que el peso de cualquier alimentación de compuesto oxidable o de cualquier alimentación de oxidante que tal vez son mezclados con al alimentación del solvente antes de que entren al medio de reacción no se consideran en la calculación de la composición promedio en peso agregado de la alimentación. La Tabla 1, enseguida, lista valores preferidos para ciertos componentes en la alimentación de solvente introducida en el medio de reacción. Los componentes de la alimentación de solvente listados en la Tabla 1 son como sigue: 4-carboxibenzaldehído (4-CBA), 4 , 4 ' -dicarboxiestilbeno (4, 4' -DCS), 2, 6-dicarboxiantraquinona (2,6-DCA), 2,6-dicarboxifluorenona (2,6-DCF), 2 , 7-dicarboxifluorenona (2,7-DCF), 3, 5-dicarboxifluorenona (3,5-DCF), ácido 9-fluorenona-2-carboxílico (9F-2CA), ácido 9-fluorenona-4-carboxílico (9F-4CA), fluorenonas totales que incluyen otras fluorenonas no listadas individualmente (fluorenonas totales), 4,4'-dicarboxbifenilo (4,4'-DCB), 2, 5, 4 ' -tribicarboxifenilo (2, 5, 4' -TCB) , ácido ftálico (PA), ácido isoftálico (IPA), ácido benzoico (BA) , ácido trimelítico (TMA), 2,6-dicarboxibenzocumarina (2,6-DCBC), 4 , ' -dicarboxibencil (4,4'-DCBZ), 4, 4' -dicarboxibenzofenona (4,4'-DCBP), 2,5,4'-tricarboxibenzofenona (2, 5, 4' -TCBP) , ácido tereftálico (TPA), sólidos precipitados a 20°C, y ácidos carboxílicos aromáticos totales que carecen de grupos hidrocarbilo no aromático, la Tabla 1, enseguida proporciona a las cantidades preferidas de estas impurezas en el CTA producido d acuerdo a una modalidad de la presente invención.

TABLA 1 -Componentes de la Alimentación de Solvente Introducida en el Medio de Reacción . ,,,-?.illi Muchas otras impurezas aromáticas también están típicamente presentes en el solvente reciclado, que varían generalmente en niveles uniforme y/o en proporción de uno o más de los compuestos aromáticos divulgados. Los métodos para controlar los compuestos aromáticos divulgados en los intervalos preferidos típicamente mantendrán otras impurezas aromáticas en niveles adecuados. Cuando el bromo se utiliza dentro del medio de reacción, un gran número de formas iónicas y orgánicas de bromo son conocidas para existir en el equilibrio dinámico. Estas varias formas de bromo tienen características de estabilidad diferentes una vez que dejan el medio de reacción y pasan a través de varias operaciones unitarias que pertenecen al solvente reciclado. Por ejemplo, el ácido alfa-bromo-para-toluico puede persistir como tal en algunas condiciones o puede rápidamente hidrolizarse en otras condiciones para formar ácido 4-hidroximetilbenzoico y bromo de hidrógeno. En la presente invención, es preferible que por lo menos aproximadamente 40 por ciento en peso, más preferible que por lo menos aproximadamente 60 por ciento en peso, y mucho más preferible que por lo menos aproximadamente 80 por ciento en peso de la masa total del bromo presente en la alimentación de solvente agregada al medio de reacción esté en uno o más de las siguientes formas químicas: bromo iónico, ácido alfa-bromo-para-toluico y ácido bromoacético.

Aunque la importancia y valor del control de la pureza promedio en peso agregado de la alimentación de solvente dentro de los intervalos deseados, divulgados se la presente invención no se han descubierto y/o divulgado hasta ahora, los medios adecuado para controlar la pureza de la alimentación de solvente se pueden juntar de varios métodos ya conocidos en la técnica. Primero, cualquier solvente evaporado del medio de reacción es típicamente de1 pureza adecuada que proporciona aquel líquido o sólido del medio de reacción no son transportados con el solvente evaporado. La alimentación de las gotitas de solvente de reflujo en el espacio de desacoplamiento del gas de descarga arriba del medio de reacción como se divulga en la presente, apropiadamente limita tal transportación; y el solvente reciclado de pureza adecuada con respecto al compuesto aromático se puede condensar de tal gas de descarga. Segundo, la purificación más difícil y costosa de la alimentación de solvente de soplado típicamente se relaciona al solvente tomado del medio de reacción en al forma líquida y al solvente que subsecuentemente hace contacto con la fase líquida y/o sólida del medio de reacción retiradas del recipiente de reacción (por ejemplo, solvente reciclado obtenido de un filtro en el que los sólidos se concentran y/o se lavan, solvente reciclado obtenido de una centrífuga y que los sólidos se concentran y/o se lavan, el solvente reciclado tomado de una operación de cristalización, y así sucesivamente) . Sin embargo, los medios son también conocidos en al técnica para efectuar la purificación necesaria de estas corrientes de solvente reciclada utilizando una o más descripciones previas. Con respecto al control de sólidos precipitados en el solvente reciclado que está dentro de los intervalos especificados, los medios de control adecuados incluyen, pero no se limitan a, sedimentación gravimétrica, filtración mecánica utilizando tela filtrante sobre filtros de banda rotatorios y filtros de tambor rotatorios, filtración mecánica utilizando medio de filtro estacionario dentro de recipientes de presión, hidrociclones, y centrífugas. Con respecto al control de las especies aromáticas disueltas en el solvente reciclado que está dentro de los intervalos especificados, el medio de control incluye, pero no se limita a, aquellos divulgados en la patente norteamericana No. 4,939,297 y la publicación de solicitud de patente norteamericana No, 2005-0039288, incorporado en la presente por referencia. Sin embargo, ninguna de estas invenciones previas descubrieron y divulgaron los niveles preferidos de pureza en la alimentación de solvente agregado como se 'divulga en la presente. Más bien, estas invenciones previas meramente proporcionan medios para purificar corrientes seleccionadas y parciales del solvente reciclado sin deducir la inventiva presente, valores óptimos de la composición de la alimentación de solvente promedio en peso agregado al medio de reacción. Volviendo ahora a la pureza de la alimentación del compuesto oxidable, es conocido que ciertos niveles de ácido isoftálico, ácido ftálico, y ácido benzoico están presentes y tolerables en niveles bajos en TPA purificado utilizado para la producción de polímero. Por otra parte, es conocido que estas especies son relativamente más solubles en muchos solventes y se pueden remover ventajosamente de TPA purificado mediante procesos de cristalización. Sin embargo, a partir de una modalidad de la invención divulgada en la presente, es ahora conocido que el control del nivel de varias especies aromáticas relativamente solubles, notablemente que incluyen ácido isoftálico, ácido ftálico, y ácido benzoico, en la fase líquida del medio de reacción es sorprendentemente importante para controlar el nivel de compuestos aromáticos policíclicos y coloreados creados en el medio de reacción, para controlar los compuestos con más de 2 funciones de ácido carboxílico por molécula, para controlar la actividad de reacción dentro del medio de reacción de oxidación parcial, y para controlar las pérdidas de rendimiento del oxidante y del compuesto aromático. Es conocido dentro de la técnica que el ácido isoftálico, ácido ftálico, y ácido benzoico se formen en el medio de reacción como sigue. La impureza de alimentación de Meta-Xileno se oxida en buen con conversión y produce a IPA. La impureza de alimentación de Orto-Xileno oxida en buena conversión y produce ácido ftálico. Las impurezas de alimentación de etilbenceno y tolueno se oxidan en buena conversión y producen a ácido benzoico. Sin embargo, los inventores han observado que cantidades significantes de ácido isoftálico, ácido ftálico, y ácido benzoico también se forman dentro de un medio de reacción que comprende para-xileno por medios diferentes a la oxidación de meta-xileno, ortoxileno, etilbenceno y tolueno. Estas otras rutas químicas intrínsicas posiblemente incluyen descarbonilación, descarboxilación, la reorganización de estado de transición, y la adición de radicales de metilo y carbonilo a anillos aromáticos . En la determinación de intervalos preferidos de impurezas en la alimentación del compuesto oxidable, muchos factores son relevantes. Cualquier impureza en la alimentación probablemente va a ser una pérdida de rendimiento directo u un costo de purificación de productos y los requerimientos de pureza del producto oxidado son suficientemente estrictos (por ejemplo, en un medio de reacción para la oxidación parcial del para-xileno, tolueno y etilbenceno típicamente encontrados en el para-xileno de pureza comercial conduce al ácido benzoico, y este ácido benzoico es grandemente removido de la mayoría del TPA comercial). Cuando el producto de oxidación parcial de una impureza de alimentación participa en las reacciones adicionales, los factores diferentes a la pérdida de rendimiento simple y la remoción llega a ser apropiada cuando en la consideración de cuanto costo de purificación de alimentación incurre (por ejemplo, en un medio de reacción para la oxidación parcial o del para-xileno, el etilbenceno conduce ácido benzoico, y el ácido benzoico subsecuentemente conduce a ácido 9-fluorenona-2-carboxílico altamente coloreado, a ácido isoftálico, a ácido oftálico, y a óxidos de carbono incrementados, entre otros) . Cuando el medio de reacción genera por si mismo cantidades adicionales de una impureza mediante mecanismos químicos no relacionados directamente a las impurezas de alimentación, el análisis llega a ser todavía más complejo (por ejemplo, en un medio de reacción para la oxidación parcial del para-xileno, el ácido benzoico también se autogenera del para-xileno por sí mismo, además, el procesamiento de corriente abajo del producto de oxidación crudo puede afectar las consideraciones para la pureza de alimentación preferida. Por ejemplo, el costo de la remoción a niveles adecuados de una impureza directa (ácido benzoico e impurezas subsecuentes (ácido isoftálico, ácido ftálico, ácido 9-fluorenona-2-carboxílico, y colaboradores) puede ser uno y el mismo, puede ser diferentes entre sí, y pueden ser diferentes de los requerimientos de remoción de una impureza grandemente no relacionada (por ejemplo, el producto de oxidación incompleto 4-CBA en la oxidación del para-xileno a TPA) . Los siguientes intervalos de pureza de alimentación divulgados para el para-xileno se prefieren donde el para-xileno se alimenta con el solvente y el oxidante a un medio de reacción para la oxidación parcial para producir TPA. Estos intervalos son más preferidos en el proceso de producción de TPA que tiene etapas de post-oxidación para remover de impurezas del medio de reacción diferente al oxidante y el solvente (por ejemplo metales de catalizador) . Estos intervalos todavía son más preferidos en los procesos de producción de TPA que remueven 4-CBA adicional del CTA (por ejemplo, mediante la conversión de CTA a dimetiltereftalato más los esteres de impurezas y separación subsecuente del éster de metilo 4-CBA mediante la destilación, mediante los métodos de digestión oxidantes para convertir 4-CBA a TPA, mediante métodos de hidrogenación para convertir 4-CBA a ácido para-toluico, que luego se separan mediante métodos de cristalización parciales. Estos intervalos son mucho más preferidos en los procesos de producción de TPA que remueven 4-CBA adicional de CTA mediante los métodos de digestión oxidantes para convertir 4-CBA a TPA. El uso del nuevo conocimiento de intervalos preferidos de compuestos aromáticos de reciclado y de las cantidades relativas de los compuestos aromáticos formados directamente de la oxidación de las impurezas de alimentación como son comparados a otras rutas químicas intrínsicas, los intervalos mejorados para las impurezas que han sido descubiertas para el para-xileno impuro que se alimenta a un proceso de oxidación parcial para la producción de TPA. La Tabla 2 enseguida proporciona valores preferidos para la cantidad de meta-xileno, orto-xileno, y etilbenceno + tolueno en la alimentación del para-xileno. Tabla 2 - Componentes de la Alimentación de para-xileno Impuro Aquellos expertos en la técnica ahora reconocerán que las impurezas anteriores dentro del para-xileno pueden tener su efecto más grande sobre el medio de reacción después de que sus productos de oxidación parciales se han acumulado en el solvente reciclado. Por ejemplo, la alimentación de la cantidad superior del intervalo más preferido de meta-xileno, 400 ppmw, inmediatamente producirá aproximadamente 200 ppmw de ácido isoftálico dentro de la fase líquida del medio de reacción cuando opera con aproximadamente 33 por ciento en peso de sólidos en el medio de reacción. Esto se compara con una entrada de las cantidades superior del intervalo más preferido para el ácido isoftálico en el solvente reciclado de 400 ppmw el cual, después de tomar en cuenta una evaporación de solvente típico para enfriar el medio de reacción, ascienden aproximadamente 1,200 de ácido isoftálico dentro de la fase líquida del medio de reacción. Así, es la acumulación de los productos de oxidación parcial sobre el tiempo dentro del solvente reciclado que representa el impacto probable más grande de las impurezas de 'meta-xileno, orto-xileno, etilbenceno y tolueno en la alimentación del para-xileno impuro. Por consiguiente, los intervalos anteriores para las impurezas en la alimentación del para-xileno impuro se prefieren que se mantengan por al menos una mitad de cada día de la operación de cualquier medio de reacción de oxidación parcial en una unidad de fabricación particular, más preferiblemente por lo menos tres cuartos de cada día para por lo menos siete días consecutivos de operación, y mucho más preferiblemente cuando los promedios pesado en mas de la composición de alimentación del para-xileno impuro está dentro de los intervalos preferidos por al menos 30 días consecutivos de operación. Los medios para obtener el para-xileno impuro de pureza preferida ya son conocidos en la técnica e incluyen, pero no se limitan a, destilación, métodos de cristalización parcial en temperaturas sub-ambientales, y métodos de criba molecular utilizando la adsorción de tamaño de poro selectiva. Sin embargo, los intervalos preferidos de pureza especificada en la presente son, en su extremo alto, más demanda y costoso que característicamente practicado por los suministradores comerciales del para-xileno; y todavía en el extremo bajo, las proporciones preferidas evitan la purificación excesivamente costosa de para-xileno para alimentar un medio de reacción de oxidación parcial al descubrir y divulgar donde los efectos combinados de la autogeneración del impureza del para-xileno por si mismo y de las reacciones consultivas de impurezas dentro del medio de reacción llegan a ser más importantes que las proporcione de alimentación de impurezas dentro del para-xileno impuro. Cuando la corriente de alimentación que contiene xileno contiene impurezas seleccionadas, tal como etilbenceno y/o tolueno, la oxidación de estas impurezas puede generar ácido benzoico. Como se utiliza en la presente, el término "ácido benzoico generado de impurezas" denotará el ácido benzoico derivado de cualquier fuente diferente de xileno durante la oxidación del xileno. Como se divulga en la presente, una porción de ácido benzoico producido durante la oxidación de xileno se deriva de xileno por si mismo. Está producción de ácido benzoico de xileno es distintamente además de cualquier porción de producción de ácido benzoico que puede ser ácido benzoico generado de impurezas. Sin que sea relacionado por la teoría, se cree que el ácido benzoico se deriva de xileno dentro de medio de reacción cuando varios productos de oxidación intermedios de xileno espontáneamente se descarbonilan (pérdida de monóxido de carbono) o se descarboxilan (pérdida de dióxido de carbono) para producir de esta manera radicales de arilo. Estos radicales de arilo luego se pueden separar de un átomo de hidrógeno de uno de muchas fuentes disponibles en el medio de reacción y producir ácido benzoico autogenerado. Cualquiera que sea el mecanismo químico, el término "ácido benzoico" autogenerado, como se utiliza en la presente, denotará el ácido benzoico derivado de xileno durante la oxidación de xileno. Como también se divulga en la presente, cuando el para-xileno se oxida para producir ácido tereftálico (TPA) , la producción de ácido benzoico autogenerado causa la pérdida de rendimiento del para-xileno y la pérdida del rendimiento del oxidante. Además, la presencia de ácido benzoico autogenerado en la fase líquida del medio de reacción se correlaciona con los incrementos para muchas reacciones secundarias indeseables, notablemente que incluye la generación de compuesto altamente coloreados llamados mono-carboxi-fluorenonas . El ácido benzoico autogenerado también contribuye a la acumulación indeseable de ácido benzoico en el material filtrado reciclado que además eleva la concentración del ácido benzoico en la fase líquida del medio de reacción. Así, la formación del ácido benzoico autogenerado se minimiza deseablemente, pero esto también se considera apropiadamente de manera simultánea con el ácido benzoico generado de impurezas, con factores que afectan el consumo del ácido benzoico, con factores característicos de otos problemas de selectividad de reacción, y con economía completa. Los inventores han descubierto que la autogeneración de ácido benzoico se puede controlar para los niveles mediante la selección apropiada de, por ejemplo, temperatura, distribución de xileno, y disponibilidad de oxígeno dentro del medio de reacción durante la oxidación. Sin que se desee ser relacionado por la teoría, las temperaturas inferiores y la disponibilidad de oxígeno mejorado parecen suprimir las proporciones de descarbonilación y/o descarboxilación, evitando de esta manera el aspecto de pérdida de rendimiento del ácido benzoico autogenerado. La disponibilidad de oxígeno suficiente parece dirigir los radicales de arilo hacia otros productos más benignos, en particular | ácidos I hidroxibenzoicos . La distribución de xileno en el m I edio de reacción también puede afectar el balance entre la conversión del radical arilo a ácido benzoico o ácido hidroxibenzoico . Cualquiera que sean los mecanismos químicos, los inventores han descubierto las condiciones de reacción que, aunque bastante leve para reducir la producción de ácido benzoico, i son suficientes severas para oxidar una fracción alta de la I producción de ácido hidroxibenzoico a monóxido de carbono y/o dióxido de carbono, el cual se remueve fácilmente del producto de oxidación. En una modalidad preferida de la presente invención, el reactor de oxidación se configura y se opera de una manera tal que la formación de ácido benzoico autogenerado se minimiza y la oxidación de los ácidos hidrobenzoicos a monóxido de carbono y/o dióxido de carbono se maximiza. Cuando el reactor de oxidación se emplea para oxidar para-xileno a ácido tereftálico, se prefiere que el para-xileno constituye por lo menos aproximadamente 50 por ciento en peso del xileno total en la corriente de alimentación introducida en el reactor. Más preferiblemente, el para-xileno constituye por lo menos aproximadamente 75 por ciento en peso del xileno total en la corriente de alimentación. Todavía más preferiblemente, el para-xileno constituye por lo menos aproximadamente 95 por ciento en peso del xileno total en la corriente de alimentación. Mucho más preferiblemente, el para-xileno constituye sustancialmente todo el xileno total en la corriente de alimentación. Cuando el reactor se emplea para oxidar el para-xileno a ácido tereftálico, se prefiere que la proporción de producción de ácido tereftálico sea maximizada, mientras que la proporción de producción del ácido benzoico autogenerado se minimice. Preferiblemente, la relación de la proporción de producción (en peso) de ácido tereftálico a la proporción de producción (en peso) de ácido benzoico autogenerado es por lo menos aproximadamente 500:1, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 1,000:1 y mucho más preferiblemente por lo menos 1,500:1. Como será visto enseguida, la proporción de producción del ácido benzoico autogenerado se mide preferiblemente cuando la concentración de ácido benzoico en la fase líquida del medio de reacción está abajo de 2,000 ppmw, más preferiblemente abajo de 1,000 ppmw y mucho más preferiblemente abajo de 500 ppmw, debido a que estas concentraciones bajas suprimen las reacciones de proporciones adecuadamente bajas que convierten al ácido benzoico a otros compuestos . La combinación del ácido benzoico autogenerado y el ácido benzoico generado por impurezas, la relación de la proporción de producción (en peso) de ácido tereftálico a la proporción de producción (en peso) de ácido benzoico total es preferiblemente por lo menos a aproximadamente 402:1, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 700:1, y mucho más preferiblemente por lo menos 1,100:1. Como será observado enseguida, la proporción sumada de producción del ácido benzoico autogenerado más el ácido benzoico generado por impurezas se mide preferiblemente cuando la concentración de ácido benzoico en la fase líquida del medio de reacción está abajo de 2,000 ppmw, más preferiblemente abajo de 1,000 ppmw, y mucho más preferiblemente abajo de 500 ppmw, debido a que estas bajas concentraciones suprimen las reacciones de proporciones adecuadamente bajas que convierten el ácido benzoico a otros compuestos. Como se divulga en la presente, las concentraciones elevadas de ácido benzoico en la fase líquida del medio de reacción conduce a la formación incrementada de muchos otros compuestos aromáticos, varios de los cuales son impurezas nocivas en el TPA; y, como se divulga en la presente, concentraciones elevadas de ácido benzoico en la fase líquida del medio de reacción conducen la formación incrementada de gases de óxido de carbono, la formación de lo cual representa la pérdida de rendimiento sobre el oxidante y sobre los compuestos aromáticos y/o el solvente. Además, ahora se divulga que los inventores han descubierto una porción considerable de esta información incrementada de otros compuestos aromáticos y de óxidos de carbono derivados de reacciones que convierten algo de las moléculas de ácido benzoico por si mismas, como es contrastado para el ácido benzoico que cataliza otras reacciones y que se consuma por sí mismo. Por consiguiente, la "generación neta de ácido benzoico" se define en la presente como el peso promediado en tiempo de todo el ácido benzoico que sale del medio de reacción menos el peso promediado en tiempo de todo el ácido benzoico que entra en el medio de reacción durante el mismo período de tiempo. Esta generación neta de ácido benzoico frecuentemente es positiva, conducida por las proporciones de formación del ácido benzoico generado por impurezas y del ácido benzoico autogenerado. Sin embargo, los inventores han descubierto que la proporción de conversión del ácido benzoico al ácido benzoico a óxidos de carbono, y a varios otros compuestos, parece incrementar aproximadamente de manera lineal como la concentración de ácido benzoico se incrementa en la fase líquida del medio de reacción, medida cuando otras condiciones de reacción que comprenden temperatura, disponibilidad de oxígeno, STR, y actividad de reacción se mantienen aproximadamente constantes. Así, cuando la concentración de ácido benzoico en la fase líquida del medio de reacción es suficientemente grande, tal vez debido a una concentración elevada de ácido benzoico en el solvente reciclado, luego la conversión de moléculas de ácido benzoico a otros compuestos, que incluyen óxidos de carbono, pueden llegar a ser iguales a o mayores que la generación química de las moléculas de ácido benzoico nuevas. En este caso, la generación neta de ácido benzoico puede llegar a ser balanceada cerca de cero o aun negativa. Los inventores han descubierto que cuando la generación neta de ácido benzoico es positiva, luego la relación de la proporción de producción (en peso) de ácido tereftálico en el medio de reacción comparada a la proporción de generación neta de ácido benzoico en el medio de reacción es preferiblemente arriba de 700:1, más preferiblemente arriba de aproximadamente 1,100:1, y mucho más preferiblemente arriba de 4,000:1. Los inventores han descubierto que cuando la generación neta de ácido benzoico es negativa, la relación de la proporción de producción (en peso) de ácido tereftálico en el medio de reacción comparada a la proporción de generación neta de ácido benzoico en el medio de reacción es preferiblemente arriba de aproximadamente 200: (-1), más preferiblemente arriba de aproximadamente 1,00: (-1), ' y mucho más preferiblemente arriba de 5,000: (-1) . Los inventores también han descubierto intervalos preferidos para la composición de la suspensión (líquido + sólido) retirada del medio de reacción y para la porción CTA sólida de la suspensión. La suspensión preferida y las composiciones de CTA preferidas son sorprendentemente superiores y útiles. Por ejemplo, el TPA purificado producido de este CTA preferido mediante la digestión oxidante j tiene un nivel suficientemente bajo de impurezas totales y de impurezas coloreadas tal que el TPA purificado es adecuado, sin la hidrogenación de 4-CBA adicional y/o las impurezas coloreadas, para un amplio intervalo de aplicaciones en las fibras de PET y aplicaciones de envasado de EPT. Por ejemplo, la composición de suspensión preferida proporciona una fase líquida del medio de reacción que es relativamente baja en concentración de impurezas importantes y estas reducen importantemente la creación de otras impurezas aún más indeseables como divulgadas en la presente. Además, la composición de suspensión preferida importantemente ayuda al procesamiento subsecuente de líquido de la suspensión a llegar a ser el solvente reciclado I adecuadamente puro, de acuerdo a otras modalidades de la presente invención. El CTA producido de acuerdo a una modalidad de la presente invención contiene menos impurezas de los tipos seleccionados que el CTA produce mediante procesos y aparatos convencionales, notablemente o aquellos que emplean solvente reciclado. Las impurezas que pueden estar presentes en el CTA incluyen lo siguiente. 4-carboxibenzaldehído (4-CBA), 4,4'-dicarboxistilbeno (4, 4' -DCS), 2, 6-dicarboxiantraquinona (2,6-DCA), 2, 6-dicarboxifluorenona (2,6-DCF), 2,7-dicarboxifluorenona (2,7-DCF), 3, 5-dicarboxifluorenona (3,5-DCF) , ácido 9-fluorenona-2-carboxílico (9F-2CA), ácido 9-fluorenona-4-carboxílico (9F-4CA), 4 , 4 ' -dicarboxibifenil (4,4'-DCB), 2, 5, 4' -tricarboxibifenil (2 , 5, 4 ' --TCB) , ácido ftálico (PA), ácido isoftálico (IPA), ácido benzoico (BA) , ácido trimelítico (TMA), ácido para-toluico (PTAC), 2,6-dicarboxibenzocumarina (2,6-DCBC), 4 , 4 ' dicarboxibencil (4,4''-DCBZ), 4, 4' -dicarboxibenzofenona (4,4'-DCBP), 2,5,4'-tricarboxibenzofenona (2 , 5, 4 ' -TCBP) . Tabla 3, enseguida proporciona las cantidades preferidas de estas impurezas en CTA producido de acuerdo a una modalidad de la presente invención . TABLA 3 - Impurezas de CTA Además, se prefiere que el CTA producido de acuerdo a una modalidad de la presente invención tenga contenido de color reducido relativo al CTA producido mediante procesos y aparatos convencionales, notablemente aquellos que emplean solvente reciclado. Así, se prefiere que el CTA producido de acuerdo a una modalidad de la presente invención tenga un por ciento de transmisión por ciento en 340 nanómetros (nm) de por lo menos aproximadamente 25 por ciento, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 50 por ciento, y mucho más preferiblemente de por lo menos 60- por ciento. Se prefiere adicionalmente que el CTA producido de acuerdo a una modalidad de la presente invención tenga un por ciento de transmisión por ciento a 400 nanómetros (nm) de por lo menos aproximadamente 88 por ciento, más preferiblemente por lo menos aproximadamente 90 por ciento, y mucho más preferiblemente de por lo menos 92 por ciento. La prueba para el por ciento de transmitencia proporciona una medición de las impurezas adsorbentes de luz, coloreadas, presentes del PTA o CTA. Como se utiliza en la presente, la prueba se refiere a mediciones hechas sobre una porción de una solución preparada al disolver 2.00 gramos de TPA o CTA sólido seco en 20.0 mililitros de dimetiisulfóxido (DMSO), grado analítico o mejor. Una porción de esta solución luego se coloca en una celda de flujo de semi-micro Helima, PN 176.700, la cual se hace de cuarzo y tiene una ruta de luz de 1.0 cm y un volumen de 0.39 mililitros. (Hellma USA, 80 S yline Drive, Plainview, NY 11803) . Un espectrofotómetro de Diode Array Agilent 8453 se utiliza para medir la transmisión de longitudes de onda diferentes de luz a través de esta celda de flujo rellenada. (Agilent Technologies, 395 Page Mili Road, Palo Alto Ca 94303). Después de la corrección apropiada para la absorbencia del fondo, que incluyen pero no se limita a la celda y el solvente utilizado, los resultados del por ciento de transmitencia, que caracterizan de la fracción de luz incidente que se transmite a través de la solución, se reporta directamente mediante la máquina. Los valores de transmisión por ciento en las longitudes de onda de luz de 340 nanómetros y 400 nanómetros son particularmente útiles para la discriminación del TPA puro de muchas de las impurezas típicamente encontradas en la misma. Los intervalos preferidos de varias impurezas aromáticas en la fase de suspensión (sólido + líquido) del medio de reacción se proporcionan enseguida en la Tabla 4.

TABLA 4 - Impurezas de la Suspensión Estas composiciones preferidas para la suspensión engloban la composición preferida de la fase líquida del medio de reacción mientras que útilmente evitan las dificultades experimentales que pertenecen a la precipitación de los componentes de fase líquida adicional del medio de reacción en los componentes de fase sólida durante el muestreo del medio de reacción, la separación de los líquidos y sólidos, y el cambio de las condiciones analíticas. Muchas otras impurezas aromáticas también están típicamente presentes en la fase de suspensión del medio de reacción y el CTA del medio de reacción, que varían generalmente en niveles aun más bajos y/o en proporción a uno o más de los compuestos aromáticos divulgados. El control de los compuestos aromáticos divulgados en los intervalos preferidos mantendrá otras impurezas aromáticas en niveles adecuado. Estas composiciones ventajosas para la fase se suspensión en el medio de reacción y para el CTA sólido tomado directamente de la suspensión se permiten al operar con modalidades de la invención divulgadas en la presente para la oxidación parcial del para-xileno a TPA. La medición de la concentración de los componentes de nivel bajo en el solvente, el solvente reciclado, CTA, suspensión del medio de reacción, y el PTA se forman utilizando los métodos de cromatografía líquidos. Dos modalidades intercambiables ahora se describen. El método referido en la presente como HPLC-DAD comprende cromatografía líquida de alta presión (HPLC) acoplada con un detector de arreglo de diodo (DAD) para proporcionar la separación y cuantificación de varias especies moleculares dentro de una muestra dada. El instrumento utilizado en esta medición es un HPLC modelos 12100 equipado con un DAD, proporcionado por Agilent Technologies (Palo Alto, CA) , aunque otros instrumentos adecuados también son comercialmente disponibles y de otros proveedores. Como se conoce en la técnica, tanto el tiempo de elución como la respuesta detectora se calibran utilizando compuestos conocidos presentes en cantidades conocidas, compuestos y cantidades que son apropiadas para aquellos que ocurren en muestras desconocidas actuales. El método referido en la presente como' HPLC-MS comprende cromatografía líquida de alta presión (HPLC) acoplado con la espectrometría de masas (MS) para proporcionar la separación, identificación, y cuantificación de varias especies moleculares dentro de una especie dada. Los instrumentos utilizados en esta medición es un HPLC Alliance y ZQ MS proporcionado por Waters Corp. (Milford, MA) , aunque otros instrumentos adecuados también son comercialmente disponibles y de otros proveedores.1 Como se conoce en la técnica, tanto el tiempo de elusión como la respuesta de espectrométrica de masas se calibran utilizando compuestos conocidos presentes en cantidades conocidas, compuestos y cantidades que son apropiadas para aquellas que ocurren en las muestras desconocidas actuales.

Otra modalidad de la- invención actual se relaciona a la oxidación parcial del compuesto oxidable aromático con I el resto apropiado de la suspensión de las impurezas el resto apropiado de la suspensión de las impurezas aromáticas nocivas por una parte contra la producción del dióxido de carbono y monóxido de carbono, colectivamente (COx),, en la otra parte. Estos óxidos de carbono típicamente sales del recipiente de reacción en el gas de descarga, y corresponden a una pérdida destructiva del solvente y del compuesto oxidable, que incluyen los derivados oxidados finalmente preferidos (por ejemplo, ácido acético, para-xileno y TPA) . Los inventores han descubierto enlaces inferiores para la producción de óxidos de carbono abajo de los cuales parece que la creación alta de impurezas aromáticas nocivas, como se describe enseguida, y el nivel de conversión completo bajo son inevitablemente muy deficientes para ser de utilidad económica. Los inventores también han descubierto enlaces superiores de óxidos de carbono arriba de los cuales la generación de óxidos de carbono continúa a incrementarse con poco valor adicional proporcionado por la reducción en la generación de impurezas aromáticas nocivas. Los inventores han descubierto que la reducción de las concentraciones en fase líquida de la alimentación del compuesto oxidable aromático y de las especies intermedias aromáticas dentro de un medio de reacción conducen a proporciones de generación más bajos para las impurezas nocivas durante la oxidación parcial del compuesto oxidable aromático. Estas impurezas nocivas incluyen anillos aromáticos acoplados y/o moléculas aromáticas que qontienen más del número deseado de grupos de ácido carboxílico (por ejemplo, en la oxidación del para-xileno de las impurezas nocivas incluyen 2, 6-dicarboxiantraquinona, 2,6-dicarboxifluorenona, ácido trimelítico, 2,5,4'-tricarboxibifenilo, y 2, 5, 4 ' -benzofenona) . Las especies intermedias aromáticas incluyen compuestos aromáticos descendidos de la alimentación del compuesto aromático oxidable y todavía que retienen grupos hidrocarbilo no aromáticos (por ejemplo, en la oxidación del para-xileno de las especies intermedias aromáticas comprenden para-tolualdehído, tereftaldehído, ácido paratoluico, 4-CBA, ácido 4-hidroximetilbenzoico, y ácido alfa-bromo-para-toluico) . La alimentación del compuesto oxidable aromático y las especies intermedias aromáticas que retienen grupos hidrocarbilo no aromáticos, cuando están presentes en la fase líquida del medio de reacción, parece que conducen a impurezas nocivas en una manera similar a aquellas divulgadas ya en la presente para las especies aromáticas disueltas que carecen de grupos de hidrocarbilo no aromáticos (por ejemplo, ácido isoftálico) . El ajuste contra esta necesidad para la actividad de reacción más alta para suprimir la formación de impurezas aromáticas nocivas durante la oxidación parcial del compuesto aromático oxidable, los inventores han descubierto que el resultado concomitante indeseable es la producción incrementada de óxidos de carbono. Es importante apreciar que estos óxidos de carbono representan una pérdida de rendimiento del compuesto oxidable y el oxidante, no solo el solvente. Explícitamente, una fracción sustancial y algunas veces principal de los óxidos de carbono llegan del compuesto oxidable, y sus derivados, antes que del solvente; y frecuentemente el compuesto oxidable cuesta más por unidad de carbono que el solvente. Además, es importante apreciar que el producto deseado de ácido carboxílico (por ejemplo, TPA) también está sujeto a la sobre oxidación a los óxidos de carbono cuando están presentes en la fase líquida del medio de reacción. También es importante apreciar que la presente invención se relaciona a reacciones en la fase líquida del medio de reacción y a las concentraciones de reactivos en los mismos. Esto está en contraste a algunas invenciones previas que se relacionan directamente a la creación en la forma sólida precipitada del compuesto aromático que retiene grupos hidrocarbilos no aromáticos. Específicamente, para la oxidación parcial del para-xileno a TPA, ciertas invenciones previas corresponden a la cantidad de 4-CBA precipitado en la fase sólida del CTA. Sin embargo, los presentes inventores han descubierto una variación de mayor que dos a uno para la relación de 4-CBA en la fase sólida a 4-CBA en la fase líquida, utilizando las mismas especificaciones de temperatura, presión, catálisis, composición de solvente y proporción de reacción de espacio-tiempo del para-xileno dependiendo en si la oxidación parcial se conduce en un auto clave o en un medio de reacción con la formación de etapas del oxígeno y para-xileno de acuerdo a la presente invención. Además, los inventores han observado que la relación de 4-CBA en la fase sólida a 4-CBA en la fase líquida también pueden variar por más de dos a uno en ya sea en medio de reacción bien mezclado o de etapas dependiendo en la proporción de reacción de espacio-tiempo del para-xileno y de otra manera las especificaciones similares de temperatura, presión, catálisis, y composición del solvente. Adicionalmente, la 4-CBA en el CTA de fase sólida no parece contribuir a la formación de impurezas nocivas, y el 4-CBA en la fase sólida puede ser recuperado y oxidado sobre el TPA simplemente y en rendimiento alto (por ejemplo mediante la digestión oxidante de la suspensión de CTA como se describe en la presente); mientras que la remoción de las impurezas nocivas es mucho más difícil y costosa que la remoción del 4-CBA de fase sólida, y la producción de óxidos de carbono representa una pérdida de rendimiento permanente. Así, es importante distinguir que este aspecto de la presente invención se relaciona a composiciones en fase líquida en el medio de reacción . Si la fuente del solvente o el compuesto oxidable, la invención ha descubierto que en las conversiones de utilidad comercial de la producción de óxidos de carbono se relaciona fuertemente al nivel de la actividad de reacción completa a pesar de la amplia variación en la combinación específica de temperatura, metales, halógeno, temperatura, acidez del medio de reacción como es medido por el pH, concentración de agua empleada para obtener el nivel de actividad de reacción completa. Los inventores han encontrado útil para la oxidación parcial de xileno evaluar el nivel de la actividad de reacción completa utilizando la concentración en fase líquida de los ácidos toluicos a la mitad de la altura del medio de reacción, el fondo del medio de reacción, y la parte superior del medio de reacción. Así, surge un balance simultáneo importante para minimizar la creación de impurezas nocivas al incrementar la actividad de reacción y todavía minimizar la operación de los óxidos de carbono al disminuir la actividad de reacción. Esto es, si la producción completa de óxidos de carbono se suprime tan bajo, entonces los niveles excesivos de impurezas nocivas se forman, y viceversa. Además, los inventores han descubierto que la solubilidad y reactividad relativa del ácido carboxílico deseado (por ejemplo, TPA) y la presencia de otras especies aromáticas disueltas carecen de grupos hidrocarbilo no aromáticos un fulcro muy importante en este balance de óxidos de carbono contra las impurezas nocivas. El ácido carboxílico del producto deseado típicamente se disuelve en la fase líquida del medio de reacción, aun cuando también está presente en forma sólida. Por ejemplo, en temperaturas en los intervalos preferidos. El TPA es soluble en un medio de reacción que comprende ácido acético y agua en niveles que varían de aproximadamente 1,000 ppmw arriba de 1 por ciento en peso, con la solubilidad que se incrementa conforme la temperatura se incrementa. No obstante que han diferencias en í las proporciones de reacción hacia la formación de varias impurezas nocivas de la alimentación del compuesto aromático oxidable (por ejemplo, para-xileno, de los intermedios de reacción aromáticos (por ejemplo ácido para-toluico) , del ácido carboxílico aromático del producto deseado (por ejemplo TPA) , y de las especies aromáticas que carecen de lbs grupos hidrocarbilo no aromáticos (por ejemplo ácido isoftájlico) , la presencia y reactividad de los dos grupos posteriores establecen una región de disminución de regresos con respectos a la supresión adicional de los primeros dos grupos, la alimentación del compuesto aromático oxidable y los intermedios de reacción aromáticos. Por ejemplo, en una oxidación parcial del para-xileno al TPA, si se disuelve el TPA asciende a 7,000 ppmw en la fase líquida del medio de reacción en condiciones dadas, el ácido benzoico disuelto asciende a 8,000 ppmw el ácido isoftálico disuelto asciende a 6,000 ppmw y el ácido ftálico disuelto asciende a 2,00 ppmw, entonces el valor hacia la disminución adicional de los compuestos nocivos totales comienza a disminuir conforme la actividad de reacción se incrementa para suprimir la concentración en fase líquida del ácido para-toluico y el 4-CBA abajo de niveles similares. Esto es, la presencia y concentración en la fase líquida en el medio de reacción de las especies aromáticas que carecen de grupos hidrocarbilo no aromáticos se altera muy poco al incrementar la actividad de reacción, y su presencia sirve para expandir hacia la región de los regresos disminuyentes para reducir la concentración de los intermediarios de reacción a fin de suprimir la formación de impurezas nocivas. Así, una modalidad de la presente invención proporciona intervalos preferidos de óxidos de carbono, enlazados sobre el extremo inferior mediante la actividad de reacción baja y la formación excesiva de impurezas nocivas y sobre el extremo superior por las pérdidas de carbono excesivas, pero en niveles más bajos que los previamente descubiertos y descritos como comercialmente útiles. Por consiguiente, la formación de óxidos de carbono preferiblemente se controlan como sigue. La relación de moles de los óxidos de carbono totales producidos a moles de la alimentación de compuesto aromático oxidable es preferiblemente mayor que aproximadamente 0.02:1, más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.04:1, todavía más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.05:1, y mucho más preferiblemente mayor que 0.06:1. Al mismo tiempo, la relación de moles de los óxidos de carbono totales producidos a moles de la alimentación del compuesto aromático oxidable es preferiblemente menor que aproximadamente 0.24:1, más preferiblemente menor que aproximadamente 0.22:1, todavía más preferiblemente menor que aproximadamente 0.19:1, y mucho más preferiblemente menor que 0.15:1. La relación de moles del dióxido de carbono producidos a moles de la alimentación de compuesto aromático oxidable es preferiblemente mayor que aproximadamente 0.01:1, más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.03:1, todavía más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.04:1, y mucho más preferiblemente mayor que 0.05:1. Al mismo tiempo, la relación de moles del dióxido de carbono producido a moles de la alimentación del compuesto aromático oxidable es preferiblemente menor que aproximadamente 0.21:1, más preferiblemente menor que aproximadamente 0.19:1, todavía más preferiblemente menor que aproximadamente 0.16:1, y mucho más preferiblemente menor que 0.11:1. La relación de moles del monóxido de carbono producido a moles de la alimentación de compuesto aromático oxidable es preferiblemente mayor que aproximadamente 0.005:1, más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.010:1, todavía más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.015:1, y mucho más preferiblemente mayor que 0.020:1. Al mismo tiempo, la relación de moles del monóxido de carbono producido a moles de la alimentación del compuesto aromático oxidable es preferiblemente menor que aproximadamente 0.09:1, más preferiblemente menor que aproximadamente 0.07:1, todavía más preferiblemente menor que aproximadamente 0.05:1, y mucho más preferiblemente menor que 0.04:1. El contenido de dióxido de carbono en el gas de descarga seco del reactor de oxidación es preferiblemente mayor que aproximadamente 0.10 por ciento en mol, más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.20 por ciento en mol, todavía más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.25 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente mayor que 0.030 por ciento en mol. Al mismo tiempo, el contenido de dióxido de carbono en el gas de descarga seco del reactor de oxidación es preferiblemente menor que aproximadamente 1.5 por ciento en mol, más preferiblemente menor que aproximadamente 1.2 por ciento en mol, todavía más preferiblemente menor que aproximadamente 0.9 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente menor que 0.8 por ciento en mol. El contenido del monóxido de carbono en el gas de descarga seco del reactor de oxidación es preferiblemente mayor que aproximadamente 0.5 por ciento en mol, más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.10 por ciento en mol, todavía más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.15 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente mayor que 0.18 por ciento en mol. Al mismo tiempo, el contenido de monóxido de carbono en el gas de descarga seco del reactor de oxidación es preferiblemente menor que aproximadamente 0.60 por ciento en mol, más preferiblemente menor que aproximadamente 0.50 por ciento en mol, todavía más preferiblemente menor que aproximadamente 0.35 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente menor que 0.28 por ciento en mol . Los inventores han descubierto que un factor importante para reducir la producción de óxidos de carbono a estos intervalos preferidos es mejorar la pureza de material filtrado reciclado y la alimentación del compuesto oxidable para reducir la concentración de compuestos aromáticos que carecen de grupos hidrocarbilo no aromáticos de acuerdo a las descripciones de la presente invención - esto reduce simultáneamente la formación de óxidos ' de carbono y de impurezas nocivas. Otro factor es mejorar la distribución del para-xileno y el oxidante dentro del recipiente de reacción de acuerdo a las descripciones de la presente invención.

Otros factores que permiten los niveles preferidos anteriores de los óxidos de carbono son operar con los gradientes en el medio de reacción como se divulga en la presente para presión, para temperatura, para concentración del compuesto oxidable en la fase líquida, y para el oxidante en la fase de gas. Otros factores que permiten los niveles preferidos anteriores de óxidos de carbono son operar dentro de las descripciones de la presente preferidas para la proporción de reacción de espacio-tiempo, presión, temperatura, composición del solvente, composición del catalizador, y geometría mecánica del recipiente de reacción. Un beneficio importante de la operación dentro de los intervalos preferidos de la formación de óxido de carbono es que el uso del oxígeno molecular se puede reducir, aunque no a valores estoquiométricos . No obstante la formación de tapas buena del oxidante y el compuesto oxidable de acuerdo a la presente invención, un exceso de oxígeno se debe retener arriba del valor estoquiométrico, como es calculado para la alimentación del compuesto oxidable solo, para tomar en cuenta algunas pérdidas de óxido de carbono y proporcionar el exceso de oxígeno molecular para controlar la formación de impurezas nocivas. Específicamente para el cado donde el xileno es la alimentación del compuesto oxidable, la relación de la alimentación del peso del oxígeno molecular al peso del xileno es preferiblemente mayor que aproximadamente 0.91:1.00, más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.95:1.00, y mucho más preferiblemente mayor que 0.99:1.00. Al mismo tiempo, la relación de alimentación del peso del oxígeno molecular al peso del xileno es preferiblemente menor que aproximadamente 1.20:1.00, más preferiblemente mßnor que aproximadamente 1.12:1.00, y mucho más preferiblemente menor que 1.06:1.00. Específicamente para la alimentación de xileno, el contenido promediado en tiempo del ' oxígeno molecular en el gas de descarga seco del reactor de oxidación es preferiblemente mayor que aproximadamente 0.1 en mol, más preferiblemente mayor que aproximadamente 1 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente mayor que 1.5 por ciento en mol. Al mismo tiempo, el contenido promediado en tiempo del oxígeno molecular en el gas de descarga seco del reactor de oxidación es preferiblemente menor que aproximadamente 6 por ciento en mol, más preferiblemente menor que aproximadamente 4 por ciento en mol, y mucho más preferiblemente menor que 3 por ciento en mol. Otro beneficio importante de la operación dentro de los intervalos preferidos de la formación de óxido de carbono es que menos del compuesto aromático se convierte a óxidos de carbono y otras formas menos valiosas. Este beneficio se evalúa utilizando la suma de los moles de todos los compuestos aromáticos que salen del medio de reacción divididos por la suma de los moles de todos los compuestos aromáticos que entran al medio de reacción durante un período continuo de tempo, preferiblemente 1 hora, más preferiblemente 1 día, y mucho más preferiblemente 30 días consecutivos. Esta relación se refiere después en la presente como la "relación de supervivencia molar" para los compuestos aromáticos a través del medio de reacción y se expresa como un porcentaje numérico. Si todos los compuestos aromáticos entrantes que sales del medio de reacción como compuestos i aromáticos, aunque principalmente en formas oxidadas de los compuestos aromáticos entrantes, luego la relación de supervivencia molar tiene su valor máximo de 100 por ciento. Si exactamente una de cada cien moléculas ar máticas entrantes se convierte a óxidos de carbono y/o a otras moléculas no aromáticas (por ejemplo ácido acético) mientras que pasa a través del medio de reacción, entonces la relación de . supervivencia molar es de 99 por ciento. Específicamente para el caso donde el xileno es la alimentación principal del compuesto aromático oxidable, la relación de supervivencia molar para los compuestos aromáticos a través del medio de reacción es preferiblemente mayor que aproximadamente 98 por ciento, más preferiblemente mayor que aproximadamente 98.5 por ciento, y mucho más preferiblemente menor que 9'9.0 por ciento. Al mimos tiempo y a fin de que la actividad de reacción completa suficiente, la relación de supervivencia molar para los compuestos aromáticos a través del medio de reacción es preferiblemente menor que aproximadamente 99.9 por ciento, más preferiblemente menor que aproximadamente 99.8 por ciento, y mucho más preferiblemente menor que aproximadamente 99.7 por ciento cuando el xileno es la alimentación principal del compuesto aromático oxidable. Otro aspecto de la invención actual involucra la producción de acetato de metilo en un medio de reacción que comprende ácido acético y uno o más de los compuestos aromáticos oxidables. Este acetato de metilo es relativamente volátil comparado al agua y al ácido acético y así tiende a seguir el gas de descarga a menos que el enfriamiento adicional u otras operaciones unitarias se emplean para recuperarlo y/o para destruirlo antes de que libere el gas de descarga de regreso al medio ambiente. La formación de acetato de metilo así representa un costo de operación y también un costo de capital. Tal vez el acetato de metilo se forma al combinar primero un radical de metilo, tal vez de la descomposición de ácido acético con oxígeno para producir hidroperóxido de metilo, al descomponer subsecuentemente para formar metanol y al hacer reaccionar finalmente el metanol producido con el ácido acético restante para formar acetato de metilo. Cualquiera que sea la ruta química, los inventores han descubierto que cada vez que la producción de acetato de metilo está tan baja que una proporción, luego la producción de óxidos de carbono también están tan bajos y la producción de las impurezas aromáticas nocivas son tan altas. Si la producción de acetato de metilo está en una proporción tal alta, luego la producción de óxidos de carbono también son innecesariamente altas que conducen a las pérdidas de rendimiento del solvente, del compuesto oxidable y el oxidante. Cuando el empleo de las modalidades preferidas divulgadas en la presente, la relación de producción de los moles del acetato de metilo producido a moles de la alimentación del compuesto aromático oxidable es preferiblemente mayor que aproximadamente 0.005:1, más preferiblemente mayor que aproximadamente 0.010:1, y mucho más preferiblemente mayor que 0.020:1. Al mismo tiempo, la relación de producción de moles del acetato de metilo producido a moles de la alimentación del compuesto aromático oxidable es preferiblemente menor que aproximadamente 0.09:1, más preferiblemente menor que aproximadamente 0.07:1, todavía más preferiblemente menor que aproximadamente 0.05:1, y mucho más preferiblemente menor que 0.04:1. Los inventores notan que para todos los intervalos numéricos proporcionados en la presente, los extremos superior e inferior de los intervalos pueden ser independientes entre sí. Por ejemplo, un intervalo numérico de 10 a 100 significa mayor que 10 y/o menor de 100. Así, un intervalo de 10 a 100 proporciona soporte para una limitación de reivindicación de mayor que 10 (sin el límite superior), una limitación de reivindicación de menor que 100 (sin el límite inferior) , así como el intervalo de 10 a 100 completo (con ambos límites superior e inferior) . Ciertas modalidades de esta invención se pueden ilustrar adicionalmente por los siguientes ejemplos, auque se debe entender que estos ejemplos se incluyen meramente para propósitos de ilustración y no se proponen para limitar el alcance de la invención a menos que de otra manera se indique específicamente . EJEMPLOS Los ejemplos 1 - 4 se relacionan a oxidaciones de escala piloto de para-xileno a ácido tereftálico conducidas en un sistema de escala piloto ensambladas alrededor de un recipiente de reacción de titanio, de 2 galones, enchaquetado de aceite caliente, mecánicamente agitado. El agitador de tipo de dispersión de gas dentro del recipiente de reacción se rotó aproximadamente 1,500 revoluciones por minuto (rpm), y el retiro de energía del agitador fue de aproximadamente 220 watts. El sistema de escala piloto se equipó con medios para controlar la presión y temperatura dentro del recipiente de reacción y para controlar los gastos de flujo de gas y líquido que entran al recipiente de reacción. La alimentación de para-xileno se proporcionó por la vía de una bomba de jeringa en una proporción efectivamente permanente de aproximadamente 0.28 kilogramos por hora. La solución de alimentación de catalizador se bombeó desde un tanque de alimentación de catalizador en el recipiente de reacción en una proporción efectivamente permanente de aproximadamente 3.2 kilogramos por hora. La solución de alimentación tanto de para-xileno como de catalizador se liberaron en el medio de reacción a través de un tubo de inmersión que termina abajo del nivel de la suspensión aireada dentro del recipiente de reacción. Utilizando un sistema de medición de nivel nuclear, la masa de reacción en el reactor se mantuvo en un valor indicado de alrededor de 40 por ciento mediante operación automática de una válvula de drenaje localizada cerca del fondo del reactor. Por calibración, este nivel indicado correspondió aproximadamente 3 kilogramos del medio de reacción. El aire comprimido se alimentó efectivamente de manera continúa a través de un tubo que termina abajo del I nivel del impulsor de dispersión de gas dentro del rebipiente de reacción. El gas de descarga del recipiente de reacción se ajustó con un sistema condensador diseñado para condensar la mayor parte del vapor orgánico del gas de descarga. El condensado del gas de descarga se removió del proceso en una proporción de aproximadamente 1.3 kilogramos por hora, y el resto del condensado de gas de descarga se regresó al recipiente de reacción. La proporción de alimentación de aire se ajustó para mantener una concentración de oxígeno en el gas saliente de aproximadamente 3 a 4 por ciento en mol sobre una base seca después del condensador de gas de descarga. Los gases que salen del reactor se monitorearon continuamente para oxígeno, dióxido de carbono y monóxido de carbono utilizando analizadores de gas en línea. La suspensión del producto, que comprende sólidos de ácido tereftálico crudo (CTA) se recolectaron en un tanque de recepción agitado, no aireado, que se drenó a manera de lote cada cuatro horas en un segundo tanque no aireado en el que la suspensión se enfrió aproximadamente 40°C para cristalizar el producto disuelto adicional. La suspensión enfriada resultante se filtró. El material filtrado se recolectó, se pesó y se analizó por HPLC-MS para los compuestos orgánicos de bajo nivel, mediante rayos x para metales, mediante cromatografía de gas para acetato de metilo xileno, y por cerca de infrarrojo para agua. Los sólidos humedecidos se pesaron, y una muestra se analizó para el contenido de humedad. Una porción del os sólidos restantes se lavó con ácido acético se secó y se analizó por HPLC-MS para analitos específicos. El condensado de reacción se pesó y se analizó mediante un método de cromatografía de gas calibrada con contracciones conocidas de los analitos específicos. Para cada corrida de oxidación, la solución de alimentación de catalizador se preparó en un tanque de alimentación de catalizador agitado. La solución de alimentación de catalizador contenía ácido acético glacial y agua desionizada. El cobalto en la solución de alimentación de catalizador se adicionó como tetrahidrato de acetato cobaltoso, el manganeso se adicionó como tetrahidrato acetato manganoso, y el bromo se adicionó como ácido bromhídrico 48 por ciento acuoso. Las cantidades de cada componente de la solución de alimentación de catalizador se seleccionaron para dar las composiciones de suspensión de reacción mostradas enseguida. Para el comienzo, el recipiente de reacción se cargó con solución de alimentación de catalizador y xileno, se llevó a la temperatura de reacción con una chaqueta de aceite de calentamiento y presión, y se concentró mediante evaporación aproximadamente la mitad del volumen. El aire diluido con nitrógeno se introdujo en la mezcla hasta que una exoterma se observo. Una vez que la reacción se inició, el para-xileno y la solución de alimentación de catalizador se alimentaron a la reacción en las proporciones dadas en lo anterior. La reacción se mantuvo a las condiciones por aproximadamente 8 horas antes de que el producto se retuviera. Después, el producto de suspensión se recolectó aproximadamente intervalos de 4 horas para la duración del experimento, y los análisis se condujeron como se establece en lo anterior. Los valores de flujo de gas, temperatura, y presión se registraron cada 10 minutos y se promediaron para cada corrida. Para algunas reacciones divulgadas enseguida, el grado cromatográfico como es recibido (HPLC) del para-xileno se purificó adicionalmente por dos ciclos de la cristalización de congelamiento-descongelamiento parcial. Los niveles de diversas impurezas en el para-xileno alimentado fue como se muestra en la Tabla 5, como sé determina por el análisis cromatográfico de gas. TABLA 5 - Pureza de Alimentación del Para-xilerio Los Ejemplos 1 y 2 muestran que algo de ácido benzoico (BA) viene de las impurezas típicamente encontradas en el para-xileno impuro y que algo de ácido benzoico se produce del para-xileno por sí mismo durante la oxidación parcial a un en un medio de reacción altamente agitado y altamente aireado. Los datos para los Ejemplos 1 y 2 se presentan en la Tabla 6. TABLA 6 - Generación de Acido Benzoico alimentación de para-xileno ( kilogramo/hora) Velocidad del 1,500 1,500 agitador (rpm) Temperatura de 160.4 160.3 Reacción (°C) Presión de Reacción 0.62 0.62 (Mpa) Análisis del Líquido de Reacción Cobalto (ppmw) 1,549 1,803 Bromo (ppmw) 1, 588 1, 678 Manganeso (ppmw) 69 70 Agua (por ciento en 5.9 6.1 •peso) Acido para-toluico 783 918 (ppmw ) Acido benzoico 291 187 (ppmw) (proporción de 720 1,180 TPA) (proporción de BA generación neta) (proporción de 1, 650 >20,000 TPA) (proporción de Como se puede observar en la Tabla 6, la relación i de la producción de TPA comparada a la generación neta de ácido benzoico fue únicamente 720 cuando se operó con grado de HPLC de para-xileno impuro. Esta relación se elevó a 1,180 para el Ejemplo 2 cuando se utiliza para-xileno purificado adicional. Sin embargo, es importante que algo de ácido benzoico se generó intrínsicamente en estas condiciones de reacción aun cuando la alimentación del para-xileno purificado adicional, que esencialmente se evitó de los anillos de benceno no sustituidos. Esto es, el ácido benzoico autogenerado se formó, tal vez por la pérdida de un alquilo o sustituyente de acilo durante la oxidación del para-xileno por si mismo. Además, la cantidad de ácido benzoico autogenerado fue aproximadamente la misma, dentro de la precisión experimental, utilizando el para-xileno de grado de HPLC o el para-xileno purificado adicional. Esto es, los datos en la Tabla 2 demuestran que la cantidad total de ácido benzoico producido con para-xileno de grado HPLC fue, dentro de la precisión experimental, la suma del ácido benzoico autogenerado más el ácido benzoico hecho por la oxidación de las impurezas no de xileno apropiadas, notablemente de tolueno y etilbenceno. Continuando ahora a los Ejemplos 3 y 4, estos muestran que el incremento en la concentración en fase líquida del ácido benzoico en la fase líquida del medio de reacción conduce a un incremento en las proporciones para varias reacciones indeseables comparadas a la proporción de la producción de TPA. En el Ejemplo 4, la concentración de fase líquida del ácido benzoico se elevó al disolver intencionalmente una cantidad deseada de ácido benzoico dentro de la solución de alimentación de catalizador. Esta solución para el Ejemplo 4, que comprende ácido acético, agua, cobalto, bromo, manganeso y ácido benzoico de grado analítico, se analizó por HPLC-MS para niveles bajos de impurezas aromáticas, que entraron muy similarmente a la mezcla junto con el ácido benzoico de grado analítico, comprado. Para tanto los Ejemplos 3 y 4, la generación neta de impurezas aromáticas reportadas en la Tabla 7 se computó al adicionar el flujo de masa de cada impureza en toda la corriente que sale del medio de reacción y luego se sustrajo el flujo de masa de la misma impureza de todas las corrientes que entran al medio de reacción. Para conveniencia, las proporciones de creación netas para impurezas se expresan como el peso de la impureza producida dividida por un peso teórico de TPA producido computado al multiplicar el peso de los tiempos de alimentación del para-xileno 166/106, la relación de peso molecular de TPA a para-xileno. Estos valores luego se multiplican por un millón para proporcionar una relación en peso expresada como ppmw. TABLA 7 - Generación de Impurezas ?- Comparando los resultados de los Ejemplos 3 y 4, notar que la formación de ácido ftálico se elevó distintamente por la presencia de ácido benzoico en la fase líquida del medio de reacción. La proporción de creación del ácido ftálico en el Ejemplo 4 fue de aproximadamente 189 ppmw que lo cual la cantidad es comparable a aquella creada de impureza de ortoxileno presente en el para-xileno dentro de los intervalos preferidos divulgados en la presente. Comparando adicionalmente los resultados de los Ejemplos 3 y 4, notar que la presencia del ácido benzoico en la fase líquida del medio de reacción afectó grandemente la formación de una impureza coloreada, ácido 9-fluorenona-2- carboxílico, pero no afectó la formación de otras especies coloreadas, 2 , 7-dicarboxifluorenona . Notar también que la formación de , 4 ' -dicarboxibifenilo se incrementó por un orden de magnitud en el Ejemplo 4 y que la 4,4'- dicarboxibenzofenona se incrementó significantemente. Los inventores también divulgan que los resultados análogos se observaron cuando la fase líquida del medio de reacción se impidió con ácido isoftálico o con ácido ftálico en otros experimentos similares. Por ejemplo, la proporción de creación de ácido trimelítico se incrementó cuando ya sea la concentración de ácido isoftálico o ácido ftálico se elevó. Por ejemplo, los tipos específicos de especies poliaromáticas, que incluyen 2 , 7-dicarboxifluorenona altamente coloreada, se elevaron consistente y proporcionalmente cuando el ácido isoftálico se adicionó a la fase líquida del medio de reacción. Comparando adicionalmente los resultados de los Ejemplos 3 y 4, notar en los Ejemplos 4 la cantidad sustancialmente incrementada de dióxido de carbono, la declinación pequeña en el monóxido de carbono, y el cambio marcado en la relación de estos dos gases, que provienen de tanto fuentes aromáticas como ácido acético. Simplemente visto, la pérdida de carbono total a óxidos de carbono en el Ejemplo 4 fue 6 por ciento mayor que en el Ejemplo 3. Los inventores también divulgan un resultado similar ' de la pérdida de óxido de carbono elevada se observó en otros experimentos cuando la fase líquida del medio de reacción se impidió con concentraciones de ácido isoftálico o ácido ftálico, así como en experimentos repetidos utilizando ácido benzoico. También notar que la concentración de ácido paratolúico en la fase líquida del medio de reacción se eleva en el Ejemplo 4 comparado al ejemplo 3, que indica un nivel de alguna manera inferior de reactividad. La fuente de esta supresión de reactividad no es evidente én las concentraciones de componente de catalizador o de agua, no es evidente en la temperatura de reacción o cantidad de oxígeno de exceso. Los inventores también divulgan un resultado similar de actividad inferior observada en otros experimentos cuando la fase líquida del medio de reacción se impidió con contracciones de ácido isoftálico o ácido ftálico, así como en experimentos repetidos utilizando ácido benzoico. Así, la creación incrementada de impurezas indeseables en TPA, la perdida de óxidos de carbono, y la supresión de reactividad se presenta que resulta cuando muchos compuestos aromáticos que carecen de grupos de hidrocarbilo no aromáticos están presentes en la fase líquida del medio de reacción en niveles . elevados . Por lo tanto, es deseable controlar impurezas especificadas en la alimentación de para-xileno, impurezas especificadas en el solvente reciclado, y la autogeneración de impurezas especificadas. La invención se ha descrito en detalle con referencia particular a modalidades de la misma, pero será. entendido que las variaciones y modificaciones se pueden efectuar dentro del espíritu y alcance de la invención.

Claims

REIVINDICACIONES 1. Un proceso, caracterizado porque comprende: (a) introducir una corriente de alimentación que comprende para-xileno en una zona de reacción de un reactor de oxidación inicial, en donde la corriente de alimentación tiene una o más de las siguientes características- (i) contiene meta-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 800 partes por millón en peso del para-xileno (ppmwpX) , (ii) contiene orto-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 300 ppmwpX, (iii) contiene meta-xileno, ortoxileno, etilbenceno, y tolueno, en combinación, en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 50 a aproximadamente 900 ppmWpX; y (b) oxidar por lo menos una porción del para-xileno en una fase líquida de un medio de reacción de fases múltiples contenido en la zona de reacción . 2. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la corriente de alimentación contiene meta-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 800 ppmwpX. 3. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la corriente de alimentación contiene orto-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 300 ppmwpX. . El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la corriente de alimentación contiene meta-xileno, orto-xileno, etilbenceno, y tolueno, en combinación, en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 50 a aproximadamente 900 ppmwpX. 5. El proceso de conformidad cbn la reivindicación 1, caracterizado porque la corriente de alimentación contiene meta-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 800 ppmwpX, en donde la corriente de alimentación contiene orto-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 300 ppmwpX. 6. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la corriente de alimentación contiene meta-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 800 ppmwpX, en donde la corriente de alimentación contiene meta-xileno, orto-xileno, etilbenceno, y tolueno, en combinación, en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 50 a aproximadamente 900 ppmwpX. 7. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la corriente de alimentación contiene meta-xileno en una cantidad^ en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 300 ppmwpX, en donde la corriente de alimentación contiene meta-xileno, orto-xileno, etilbenceno, y tolueno, en combinación, en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 50 a aproximadamente 900 ppmwpX. 8. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la corriente de alimentación contiene meta-xileno en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 800 ppmwpX, en donde la corriente de alimentación contiene orto-xileno, en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 10 a aproximadamente 300 ppmwpX, en donde la corriente de alimentación contiene meta-xileno, orto-xileno, etilbenceno, y tolueno, en combinación, en una cantidad en el intervalo de aproximadamente 50 a aproximadamente 900 ppmwpX. 9. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque el reactor de oxidación inicial es un reactor de columna de burbujeo. 10. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque el medio de reacción es mantenido en una temperatura en el intervalo de aproximadamente 125 a aproximadamente 200°C. 11. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque el proceso además comprende introducir una alimentación de solvente en la zona de reacción, en donde por lo menos aproximadamente 20 por ciento en peso de la alimentación de solvente es solvente reciclado, en donde la alimentación de solvente tiene una o más de las siguientes características - (iv) contiene en el intervalo de aproximadamente 300 a aproximadamente 9,000 ppmw de ácidos carboxílicos aromáticos que carecen de grupos de hidrocarbilo no aromáticos, (v) contiene en el intervalo de aproximadamente 40 a aproximadamente 1,200 ppmw de ácido isoftálico (IPA), (vi) contiene menos de aproximadamente 20 | ppmw de fluorenonas totales, (vii) contienen en el intervalo de aproximadamente 0.1 a aproximadamente 10 ppmw de 2, 6-dicarboxifluorenona (2,6-DCF). 12. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la oxidación en el reactor de oxidación inicial causa la formación de ácido tereftálico en el medio de reacción, en donde el proceso además comprende someter por lo menos una porción de ácido tereftálico a la oxidación en un reactor de oxidación secundario . 13. El proceso de conformidad con la reivindicación 12, caracterizado porque la oxidación en el reactor de oxidación secundario se lleva a cabo a una temperatura promedio de por lo menos aproximadamente 10°C mayor que la oxidación en el reactor de oxidación inicial. 14. El proceso de conformidad con la reivindicación 12, caracterizado porque la oxidación en el reactor de oxidación secundario se lleva a cabo a una temperatura en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 80°C mayor que la temperatura promedio del reactor de oxidación inicial, en donde la oxidación en el reactor de oxidación inicial se lleva a cabo en una temperatura promedio en el intervalo de aproximadamente 140 a aproximadamente 180°C en donde la oxidación en el reactor de oxidación secundario se lleva a cabo a una temperatura promedio en el intervalo de aproximadamente 180 a aproximadamente 220°C. 15. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la oxidación causa la formación de partículas de ácido tereftálico crudo en el medio de reacción, en donde una muestra representativa de partículas de ácido tereftálico crudo tiene una o más de las siguientes características: (viii) contiene menos de aproximadamente 12 ppmw de 4, -dicarboxiestilbeno (4, 4-DCS) , (ix) contiene menos de aproximadamente 800 ppmw de ácido isoftálico (IPA), (x) contiene menos de aproximadamente 100 ppmw de 2, 6-dicarboxifluorenona (2, 6-DCF) , (xi) tiene un por ciento de transmitencia en 340 nanómetros (%T34o) mayor que aproximadamente 25. 16. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la oxidación causa la formación de partículas de ácido tereftálico crudo en el medio de reacción, en donde una muestra representativa de las partículas de ácido tereftálico crudo se disuelve en un minuto a una concentración de por lo menos aproximadamente 500 ppm en THF cuando se somete a la prueba de disolución cronometrada definida en la presente. 17. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la oxidación causa la formación de partículas de ácido tereftálico crudo en el medio de reacción, en donde una muestra representativa de las partículas de ácido tereftálico crudo tiene una constante de tiempo "C" mayor que aproximadamente 0.5 minutos recíprocos como se determina por el modelo de disolución cronometrado' definido en la presente. 18. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la oxidación causa la formación de partículas de ácido tereftálico crudo en el medio de reacción, en donde una muestra representativa de las partículas de ácido tereftálico crudo tiene un área de superficie BET promedio mayor que aproximadamente 0.6 metros cuadrados por gramo. 19. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la oxidación causa la formación de partículas de ácido tereftálico ' crudo en él medio de reacción, en donde una muestra representativa de las partículas de ácido tereftálico crudo tiene un tamaño de partícula medio en el intervalo de aproximadamente 20 a aproximadamente 150 mieras. 20. El proceso de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque la oxidación causa la formación de partículas de ácido tereftálico crudo en el medio de reacción, en donde una muestra representativa de las partículas de ácido tereftálico crudo tiene un tamaño de partícula D(v,0.9) en el intervalo de aproximadamente 30 a aproximadamente 150 mieras.