PL184510B1 - Sposób polimeryzacji alfa olefin y w obecności katalizatora w fazie gazowej w reaktorze ze złożem fluidalnym i sposób zwiększania zdolności produkcyjnej reaktora do polimeryzacji w fazie gazowej - Google Patents

Abstract

1 Sposób polimeryzacji a -olefin(y) w obecnosci katalizatora w fazie gazowej w reaktorze ze zlozem fluidalnym 1 czynnikiem fluidy- zujacym zawierajacym na wejsciu do reaktora faze gazow a 1 faze ciekla, który to czynnik fluidyzujacy reguluje pojemnosc chlodzaca reakto- ra, znam ienny tym, ze czynnik fluidyzacyjny zaw iera na wejsciu do reaktora ciecz w ilosci 18 do 50% wagowych w stosunku do calkowitej wagi czynnika fluidyzujacego, utrzymujac funkcje gestosci zloza (Z) Z = [(? b f-? g )/? b s /(? s -? g )? s ] na poziomie równym lub wyzszym od wyliczonej granicy funkcji ge s tosci zloza i odczytanej z tabeli korelacyjnej (tabela A), przy czym X i Y wylicza sie zgodnie z nastepujacymi równaniami X = lo g [d p ? g U o /] Y=log[gdp3?g?bs (?s-?g)/?sµ2] gdzie ?bf oznacza gestosc sfluidyzow anego zloza, ?bs oznacza gestosc osiadlego zloza, ?g oznacza gestosc gazu, a ?s gestosc sklad- nika stalego (zywicy) i gdzie dp oznacza w agow o srednia srednice czastek, g oznacza przyspieszenie graw itacyjne (9,805 m /s2), U0 oz- nacza predkosc powierzchniowa gazu, a µ oznacza lepkosc gazu 8 Sposób zwiekszania zdolnosci produkcyjnej reaktora do polimeryzacji w fazie gazow ej, zaw ierajacego czynnik fluidyzujacy i zloze fluidalne, polegajacy na tym, ze przepuszcza sie strum ien gazowy zaw ierajacy m onom er przez strefe reakcyjna w obecnosci katalizatora uzyskujac produkt polim erow y, odprow adza sie ten produkt polim erow y, odprow adza sie czynnik fluidyzujacy zaw ie- rajacy nieprzereagow any m onom er ze strefy reakcyjnej, m iesza sie czynnik fluidyzujacy z weglow odorem i jednym albo wiecej poli- m eryzujacym i monomerami uzyskujac faze ciekla i gazow a oraz zaw raca sie czynnik fluidyzujacy do reaktora, z n am ien n y tym , ze a) w prow adza sie w eglow odór do czynnika fluidyzujacego um ozliw iajac w zrost zdolnosci chlodzenia czynnika fluidyzujacego do w ielkosci co najm niej 92,1 J/g (40 B tu /fu n t), b) zwieksza sie szybkosc odprowadzania polimeru przekraczajac, 2441 kg/hm 2 (500 funtów/godzine stope2), c) w ylicza sie granice funkcji gestosci zloza, oraz d) utrzym uje sie funkcje gestosci zloza (Z) Z = [ ( ? b f - ? g ) /? b s /( ? s - ? g ) /? s ] na poziom ie wyzszym lub rów nym od w yliczonej granicy funkcji gestosci zloza i odczytanej z tabeli korelacyjnej (tabela A), przy czym X 1 Y wylicza sie zgodnie z nastepujacym i równaniami ...................................... PL PL PL

Description

Przedmiotem wynalazku jest sposób polimeryzacji a-olefinty) w złożu fluidalnym i ciągły sposób zwiększania zdolności produkcyjnej reaktora do polimeryzacji w fazie gazowej. Wynalazek umożliwia uzyskanie znaczących oszczędności energii i w nakładach inwestycyjnych w wyniku znaczącego wzrostu wydajności polimeru dla danej wielkości reaktora.

Opracowanie procesu wytwarzania polimerów w złożu fluidalnym dostarczyło sposobów wytwarzania wielu różnych polimerów. W procesie polimeryzacji w fazie gazowej w złożu fluidalnym zasadniczo zmniejsza się zapotrzebowanie na energię w porównaniu z innymi procesami, a przede wszystkim zmniejszają się nakłady inwestycyjne niezbędne do uruchomienia produkcji polimerów w taki sposób. W instalacjach do polimeryzacji w fazie gazowej w złożu fluidalnym zazwyczaj stosuje się obieg ciągły. W jednej części obiegu strumień gazu obiegowego ogrzewa się w reaktorze w wyniku ciepła polimeryzacji. Ciepło to odprowadzane jest w innej części obiegu przez układ chłodzenia zewnętrzny w stosunku do reaktora.

Zazwyczaj w procesie wytwarzania w fazie gazowej w złożu fluidalnym polimerów z monomerów α-olofmowyph strumień gazowy zawierający jeden lub więcej monomerów przepuszcza się przez złoże fluidalne w warunkach reakcji w obecności katalizatora. Strumień gazowy odprowadza się ze złoża fluidalnego i zawraca do reaktora. Równocześnie wytworzony polimer odprowadza się do reaktora i dodaje się nowe monomery w celu zastąpienia przoroagowayegr monomeru.

Bardzo ważne jest usuwanie ciepła wydzielonego w reaktorze, aby utrzymać strumień gazowy w reaktorze w temperaturze niższej od temperatury degradacj i polimeru i katalizatora.

Ponadto ważne jest zapobieganie aglomeracji lub tworzeniu się grudek polimeru, których nie można usunąć jako produktu. Osiąga się to regulując temperaturę strumienia gazowego w złożu reakcyjnym, tak aby była ona niższa od temperatury zlepiania się lub sklejania cząstek polimeru wytworzonych w reakcji polimeryzacji. W związku z tym zrozumiałejest, że ilość polimeru wytworzonego w procesie polimeryzacji w złożu fluidalnym jest zależna od ilości ciepła, którą można odprowadzić ze strefy reakcyjnej w złożu fluidalnym w reaktorze.

Zwykle ciepło usuwano ze strumienia gazu obiegowego przez chłodzenie strumienia poza reaktorem. Warunkiem niezbędnym w procesie w złożu fluidalnym jest utrzymanie wystarczającej prędkości obiegowego strumienia gazu, tak aby utrzymać fluidyzowayo złoże w stanie fluidalnym. W zwykłym reaktorze ze złożem fluidalnym ilość płynu cyrklowanego w celu odprowadzenia ciepła polimeryzacji jest większa od ilości płynu niezbędnej do podtrzymania złoża

184 510 fluidalnego i dokładnego wymieszania cząstek w złożu fluidalnym. Jednakże w celu zapobieżenia nadmiernemu porywaniu stałych cząstek przez strumień gazowy odprowadzany ze złoża fluidalnego należy regulować prędkość strumienia gazowego. Ponadto w stanie ustalonym w procesie polimeryzacji w złożu fluidalnym, gdy ilość ciepła wydzielonego w reakcji polimeryzacji jest zasadniczo proporcjonalna do szybkości wytwarzania polimeru, wydzielone ciepło równe jest ciepłu pochłoniętemu przez strumień gazowy plus różne straty ciepła, tak że temperatura złoża pozostaje stała.

Przez pewien okres czasu uważano, że temperatury strumienia gazu poza reaktorem, określanej równieżjako temperatura strumienia obiegowego, nie można obniżyć poniżej punktu rosy strumienia obiegowego. Punkt rosy strumienia obiegowego stanowi temperaturę, w której ciekły kondensat zaczyna tworzyć się w gazowym strumieniu obiegowym. Uważano, że wprowadzenie cieczy do fazy gazowej strumienia obiegowego w procesie polimeryzacji w złożu fluidalnym doprowadzi zdecydowanie do zatkania się przewodów strumienia obiegowego, wymiennika ciepła i przestrzeni pod złożem fluidalnym lub płytąrozprowadzającą gaz. W związku z tym przy pracy w temperaturze wyższej od punktu rosy strumienia obiegowego, tak aby uniknąć problemów związanych z obecnością cieczy w gazowym strumieniu obiegowym nie można było znacząco zwiększyć wydajności przemysłowych reaktorów bez powiększenia średnic reaktorów.

W przeszłości obawiano się, że nadmierne ilości cieczy w strumieniu obiegowym zakłócą proces fluidyzacji w takim stopniu, że złoże fluidalne będzie zapadać się, co doprowadzi do sklejania się cząstek polimeru w stałą masę, powodującego konieczność wyłączenia reaktora. To powszechnie utrzymywane przekonanie o konieczności unikania obecności cieczy w strumieniu obiegowym można znaleźć w następujących publikacjach: patenty USA nr 3 922 322,4 035 560, 4 359 561 i 5 028 670 oraz zgłoszenia patentowe europejskie nr 0 050 477 i 0 100 879.

Na przekór tym przeświadczeniom wykazano, co ujawnili Jenkins III i inni w patencie USA nr 4 543 399 i pokrewnym patencie USA nr 4 588 790, że strumień obiegowy można schłodzić do temperatury niższej od punktu rosy w procesie polimeryzacji w złożu fluidalnym, tak że doprowadzi się do częściowego skroplenia strumienia obiegowego. Ujawnienia tych dwóch patentów Jenkinsa III wprowadza się jako źródła literaturowe. Uzyskany strumień zawierający ciecz zawraca się do reaktora bez powodowania wyżej wspomnianych zjawisk aglomeracji i/lub zatykania się reaktora, które, jak to uważano, występują przy wprowadzaniu cieczy do procesu polimeryzacji w złożu fluidalnym. Proces świadomego wprowadzania cieczy do strumienia obiegowego lub do reaktora określany jest w przemyśle jako prowadzenie procesu polimeryzacji w fazie gazowej „w układzie kondensacyjnym”.

W wyżej wspomnianych patentach Jenkinsa III i innych ujawniono również, że gdy temperaturę strumienia obiegowego obniży się poniżej punktu rosy przy pracy w układzie kondensacyjnym , można zwiększyć wydajność polimeru w porównaniu z działaniem w układzie nie kondensacyjnym, z uwagi na wzrost skuteczności chłodzenia. Ponadto Jenkins III i inni stwierdzili, że zasadniczy wzrost wydajności przestrzenno-czasowej, ilości polimeru wytworzonego w danej objętości reaktora, uzyskać można działając w układzie kondensacyjnym przy co najwyżej minimalnych zmianach właściwości produktu.

Faza ciekła dwufazowej mieszaniny gaz/ciecz w strumieniu obiegowym jest zawarta lub zawieszona w fazie gazowej mieszaniny. W wyniku chłodzenia strumienia obiegowego w celu uzyskania takiej dwufazowej mieszaniny osiąga się równowagę ciecz/para. Odparowanie cieczy zachodzi tylko wtedy, gdy doprowadzane jest ciepło lub obniżane jest ciśnienie. Wzrost wydajności przestrzenno-czasowej osiągnięty przez Jenkinsa III i innych jest spowodowany zwiększoną skutecznościąchłodzenia strumienia obiegowego, która z kolei wynika zarówno z większej różnicy temperatur pomiędzy wprowadzanym strumieniu obiegowym i złożem fluidalnym, jak i z odparowania skroplonej cieczy zawartej w strumieniu obiegowym.

Jenkins i inni ilustrują trudność i złożoność ogólnej regulacji procesu oraz prób rozszerzenia strefy stabilnej pracy, tak aby zoptymalizować wydajność przestrzenno-czasową w reaktorze w fazie gazowej .

184 510

Według Jenkinsa i innych gaz obiegowy chłodzi się iwprowadza do reaktora w temperaturze niższej od punktu rosy, tak że skroplone ciecze odparowująwe wnętrzu reaktora. Skuteczność chłodzenia gazu obiegowego można zwiększyć jeszcze bardziej przy danej temperaturze medium chłodzącego przenoszącego ciepło. Jeden z opisanych wariantów stanowi dodawanie nie polimeryzującego materiału (izopentanu) w celu obniżenia punktu rosy. Z uwagi na intensywniejsze chłodzenie więcej ciepła można usunąć, a w związku z tym uzyskać wyższe wydajności przestrzenno-czasowe. Jenkins i inni zalecają, aby nie przekraczać zawartości 20% wagowych, korzystnie 2-12% wagowych skroplonej cieczy w gazie obiegowym. Do pewnych ujawnionych niebezpieczeństw należy tworzenie się „szlamu”, utrzymanie wystarczająco wysokiej szybkości gazu obiegowego lub unikanie nagromadzania się cieczy na płycie rozprowadzającej. Jenkins i inni nie wspominają, czy istnieje górna granica nie polimeryzujących lub polimeryzujących, skraplających się gazów, oraz w jaki sposób optymalizować wydajność przestrzenno-czasową przy wykorzystaniu układu kondensacyjnego.

Działanie reaktora ze złożem fluidalnym można regulować tak, aby uzyskać pożądany wskaźnik płynięcia stopu i gęstość polimeru przy optymalnej zdolności produkcyjnej. Zazwyczaj przedsiębierze się odpowiednie środki ostrożności, aby uniknąć warunków, które mogą doprowadzić do powstania grudek lub warstw polimeru albo, w jeszcze gorszym przypadku, do powstania niestabilnego złoża, które zapada się, bądź też do zlepiania się cząstek polimeru. W związku z tym złoże fluidalne kontrolowano tak, aby ograniczyć zbrylanie i nawarstwianie oraz zapobiec zapadaniu się złoża lub konieczności kończenia reakcji i wyłączania reaktora. Z tego właśnie powodu reaktory przemysłowe projektuje się tak, aby prawidłowo działały w ustalonych, stabilnych zakresach, a ponadto reaktory te wykorzystuje się w dokładnie ustalony sposób.

Nawet z ograniczeniami zapewniającymi bezpieczne działanie znanych rozwiązań sterowanie jest bardzo złożone, co zwiększa trudności i niepewność przy eksperymentowaniu, gdy pragnie się ustalić nowe, ulepszone warunki działania.

Istnieją wielkości docelowe, narzucone przez polimer i katalizator, odnośnie temperatury reakcji, stosunku komonomeru (komonomerów) do monomeru oraz stosunku wodoru do monomeru. Reaktor i układ chłodzenia znajdująsię w zbiornikach ciśnieniowych. Ich zawartość śledzi się nie zakłócając niepotrzebnie fluidyzacji poprzez pomiar między innymi (1) ciśnienia w szczycie; (2) różnicy ciśnień na różnych wysokościach w złożu; (3) temperatury na wlocie złoża; (5) temperatury w złożu fluidalnym i temperatury na wylocie złoża oraz (6) szybkości przepływu gazu. Pomiary te wykorzystuje się między innymi do regulowania ilości dodawanego katalizatora, ciśnienia cząstkowego monomeru i prędkości gazu obiegowego. Usuwanie polimeru w pewnych przypadkach jest uzależnione od gęstości złoża osiadłego (nie sfluidyzowanego) lub gęstości złoża sfluidyzowanego, tak że wielkości te muszą być również śledzone, podobnie jak poziom popiołu w polimerze. Instalacja stanowi układ zamknięty. W czasie pracy zmiany jednej lub więcej mierzonych wielkości w procesie prowadzą w konsekwencji do zmian innych parametrów. Przy konstruowaniu instalacji optymalizacja zdolności produkcyjnej zależy od najbardziej ograniczającego elementu w całym projekcie.

Brak jest ogólnie przyjętego poglądu odnośnie czynników powodujących zbrylanie się i nawarstwianie. Oczywiście obejmuje to pewne zlepianie się cząstek polimeru, prawdopodobnie na skutek niezadowalającą wymianę ciepła spowodowaną nieodpowiednią fluidyzącją w złożu fluidalnym. Jednakże jak dotychczas nie wykryto wyraźnych korelacji pomiędzy nastawami poszczególnych parametrów i pomiarami oraz występowaniem zbrylania się i nawarstwiania. Z tego względu zazwyczaj całość zmierzonych wielkości i parametrów kontrolnych wchodzi w zakres znanego, bezpiecznego obszaru pracy dla danej konstrukcji instalacji.

Instalacje do polimeryzacji w fazie gazowej w dużej skalli są drogie i charakteryzują się wysokązdolnościąprodukcyj ną. Ryzyko związane z eksperymentowaniem w takich instalacj ach jest wysokie z uwagi na kosztowne przestoje. Z tego względu trudno jest doświadczalnie ustalić konstrukcyjne i operacyjne wielkości graniczne z uwagi na koszty i ryzyko.

Pożądane byłoby dostarczenie sposobu ustalania stabilnych warunków polimeryzacj i w fazie gazowej w złożu fluidalnym, tak aby ułatwić optymalizację konstrukcji instalacji i ustalanie

184 510 pożądanych parametrów procesu dla danej konstrukcji instalacji. Pożądane byłoby także dostarczenie sposobu polimeryzacji w fazie gazowej w złożu fluidalnym zapewniającego maksymalną wydajność reaktora.

W związku z tym wśród celów wynalazku jest ułatwienie ustalania stabilnych zakresów pracy dla procesu w fazie gazowej w złożu fluidalnym oraz konstrukcji instalacji, znalezienie kryteriów dla bezpiecznego prowadzenia procesu przy niewielkim ryzyku nieprawidłowego działania przy równoczesnych wysokich wydajnościach reaktora i/lub eliminowanie jakichkolwiek ograniczeń w ogólnej zdolności produkcyjnej instalacji z uwagi na wydajność reaktora.

Zgodnie z wynalazkiem sposób polimeryzacji a-olefin(y) w obecności katalizatora w fazie gazowej w reaktorze ze złożem fluidalnym i czynnikiem fluidyzującym zawierającym na wejściu do reaktora fazę gazową i fazę ciekłą, który to czynnik fluidyzujący reguluje pojemność chłodzącą reaktora polega na tym, że czynnik fluidyzacyjny zawiera na wejściu do reaktora ciecz w ilości 18 do 50% wagowych w stosunku do całkowitej wagi czynnika fluidyzującego, utrzymując funkcję gęstości złoża (Z) (p_bf-p_g)/p_bs (P_s-Pg)^/P_s na poziomie równym lub wyższym od wyliczonej granicy funkcji gęstości złoża i odczytanej z tablicy korelacyjnej (tabela A), przy czym X i Y wylicza się zgodnie z następującymi równaniami

X = log

Y = łog §^dp³P_gPbs (Ps~Pg) p_sp² gdzie p,_f oznacza gęstość sfluidyzowanego złoża, p^_s oznacza gęstość osiadłego złoża, p_g oznacza gęstość gazu, a p gę stość skłodnika stałego (żywicy) i gdzie d_p oznacza wagowo średnią średnicę ćząstek , g oznacza przyspieszenie grawitacyjne (9,805 m/sⁿ), U_o oznacza prędkoś ć powierzchniową gazu, a μ oznacza lepkość gazu.

Przedmiotem wynalazkujest również sposób zwiększania zdolności produkcyjnej reaktora do polimeryzacji w fazie gazowej, zawierającego czynnik fluidyzujący i złoże fluidalne, w którym przepuszcza się strumień gazowty zawierający monomer przez, strefę reakcyjną w obccymsc^p keipiUzatopa uzyskując pirgdzi^ poi 10^0^7, od^owa^a s^pę ten produkt ^10^rowy, odprowadza się; czynnik flai5yzojący zawiprający moprzoreagompyy monomer ze strefy redccyjnep, miadza s^ię czynni⁰ f^la^i5ozający za w^uglowodyieppc i je^pnym al^yo w^cmj ^hmcyζορ^^-™⁰ mpnomprami zzynkując fazę ciekłą i gjgaową 5oco pawo5ya ^mę cz^w^ ^,lu^pdyzpjący do rea0por^p polegający na tym, że :

a) okpępwo^gpa s^-ę wę.towedór do czynnika fluidyzującego tak umożliwiając wzrost zdolnoś c^t chłodzenia cz^unni^yu fluidyzującego do wielOo^i pytoypoj cm yąjmuiej 92,^z J/g (4-0 Bęa/frmt);

b) zwiększa się szybkość o5pcoma5zpnia polimeru przekraczając 2441 kg/h · μ² (500 fmtóm/godzi nę · stop^);

c) ę^óUic,yι się ⁿęaniy^p funkcji gęstości złoża; oraz

d) ^τ^ιη^ε s^gę fnnkf doża (^o) (p_bf-p_gPp_Ss (p_s-pg)/p_s

184 510 na poziomie wyższym lub równym od wyliczonej granicy fynkcji gęstości złoża i odczytanej z tabeli korelacyjnej (tabela A), przy czym X i Y wylicza się zgodnie z następującymi równaniami

X = log

PpP.O

Y = log

8^<3/-_ρΡ_- -P_s-P₂)

PsP² .

gdzie -_bf oznacza gęstość sfluidyzowanego złoża, -bs oznacza gęstość osiadłego złoża, -g oznacza gęstość gazu, a p_s gęstość składnika stałego (żywicy)i gdzie dp oznacza wagowo średnią średnicę cząstek, g oznacza przyspieszenie grawitacyjne (9,805 m/s2), Uo oznacza prędkość powierzchniową gazu, a μ oznacza lepkość gazu.

Powyższe przedmioty, cechy i zalety wynalazku staną się jaśniejsze i bardziej zrozumiałe po zapoznaniu się z poniższym opisem w połączeniu z załączonymi rysunkami, z których:

Figura 1 przedstawia schemat korzystnego rozwiązania reaktora według wynalazku wykorzystywanego w realizacji ulepszonego procesu polimeryzacji w fazie gazowej w złożu fluidalnym do wytwarzania polimerów'.

Figura 2 przedstawia wykres udziału molowego izopentanu w funkcji gęstości sfluidyzowanego złoża, z tabeli 1.

Figura 3 przedstawia wykres udziału molowego izopentanu w funkcji gęstości sfluidyzowanego złoża, z tabeli 2.

W poniższym opisie podobne części zaznaczone są w całym opisie i na rysunku odpowiednio takimi samymi numerami. Rysunek nie jest przedstawiony w skali, a pewne części zostały wyolbrzymione, tak aby lepiej zilustrować proces według wynalazku.

Wynalazek dotyczy reakcji polimeryzacji lub kopolimeryzacjia-olefin, ztym że jest szczególnie przydatny w reakcjach polimeryzacji obejmujących polimeryzację jednego lub więcej monomerów, np. monomerów olefinowych takich jak etylen, propylen, buten-1, penten-14-metylopenten-1, heksen-1, okten-1.

Do katalizatorów stosowanych w ulepszonym procesie należą koordynacyjne katalizatory anionowe, katalizatory kationowe, katalizatory wolnorodnikowe, katalizatory anionowe, w tym zawierające składnik w postaci metalu przejściowego lub składnik metalocenowy obejmujący składniki jedno- lub wielo-cyklopentadienylowe poddane reakcji ze składnikiem alkilo- lub alkoksymetalowym, albo składnik w postaci związku jonowego. Katalizatory takie mogą obejmować częściowo lub całkowicie aktywowane kompozycje prekursorowe, katalizatory modyfikowane na drodze prepolimeryzacji lub kapsułkowania, oraz katalizatory osadzone na nośniku.

Poniższy opis działania ulepszonego procesu dotyczy polimeryzacji w fazie gazowej monomerów poliolefmowych, np. wytwarzania polietylenu, w przypadku których wykorzystanie wynalazku jest szczególnie korzystne. Osiągnąć można znaczący wzrost wydajności reaktora bez niekorzystnego wpływu na jakość lub właściwości produktu.

W celu osiągnięcia większej skuteczności chłodzenia, a tym samym wyższej wydajności reaktora pożądane może być podwyższenie punktu rosy strumienia obiegowego, tak aby umożliwić większy wzrost ilości ciepła usuwanego ze złoża fluidalnego. W opisie określenia „strumień obiegowy” i „czynnik fluidyzujący” stosuje się wymiennie. Punkt rosy strumienia obiegowego można podwyższyć zwiększając ciśnienie robocze układu reakcyjnego/obiegowego i/lub zwiększając udział procentowy skraplających się płynów albo zmniejszając udział procentowy nie skraplających się gazów w strumieniu obiegowym, w sposób ujawniony w patentach uSa nr 4 588 790 i 4 543 399, Jenkins i inni. Skraplający się płyn może być obojętny w stosunku do katalizatora, reagentów i wytwarzanego polimeru; może on również zawierać komonomery. Skraplający się płyn można wprowadzić do układu reakcyjnego/obiegowego w dowolnym punkcie układu, jak to zostanie dokładniej przedstawione na fig. 1. W opisie określenie

184 510 skraplający się płyn obejmuje nasycone i nienasycone węglowodory. Do przykładowych odpowiednich obojętnych, skraplających się płynów należą łatwo lotne ciekłe węglowodory, które można wybrać spośród nasyconych węglowodorów zawierających od 2 do 8 atomów węgla. Do pewnych odpowiednich nasyconych węglowodorów należy propan, n-butan, izo-butan, n-pentan, izopentan, neopentan, n-heksan, izoheksan oraz inne nasycone węglowodory C₆, n-heptan, n-oktan i inne 25 nasycone węglowodory C₇ i C₈, oraz ich mieszaniny. Do korzystnych obojętnych, skraplających się węglowodorów nasyconych należą nasycone węglowodory C₅ i C6. Skraplające się płyny mogątakże zawierać ulegające polimeryzacji, skraplające się komonomery takie jak olefiny, α-olefiny, diolefiny zawierające co najmniej jedno wiązanie α-olefinowe lub ich mieszaniny zawierające pewne z wyżej wymienionych monomerów/, które mogą zostać w całości lub częściowo wprowadzone do produktu polimerowego,

W realizacji wynalazku ilość gazu w strumieniu obiegowym oraz prędkość strumienia obiegowego należy utrzymywać na poziomach wystarczających do utrzymania fazy ciekłej mieszaniny w postaci zawieszonej w fazie gazowej aż do wejścia strumienia obiegowego do złoża fluidalnego, tak aby ciecz nie nagromadzała się na dnie reaktora poniżej płyty rozprowadzającej. Prędkość strumienia obiegowego musi być również na tyle wysoka, aby zapewnić utrzymanie i mieszanie złoża fluidalnego w reaktorze. Pożądane jest także, aby ciecz wprowadzana do złoża fluidalnego ulegała szybko zdyspergowaniu i odparowaniu.

Regulowanie składu, temperatury, ciśnienia i prędkości powierzchniowej gazu w odniesieniu do składu i charakterystyk fizycznych polimeru odgrywa istotną rolę w utrzymaniu „żyjącego” złoża fluidalnego. Jako żyjące złoże fluidalne lub stan stabilnego działania określa się sfluidyzowane złoże cząstek, które są zawieszone i dobrze mieszane w stabilnym układzie w warunkach reakcji, bez tworzenia się w znaczących ilościach aglomeratów (grudek lub warstw), które mogłyby zakłócić działanie reaktora lub kolejnych operacji

W jednym z korzystnych rozwiązań ponad 15% wagowych, korzystnie ponad 20% wagowych strumienia obiegowego może być skroplone lub być w fazie ciekłej bez objawów zakłócenia procesu fluidyzacji, pod warunkiem, ze nie zostaną przekroczone bezpieczne granice stabilnych zakresów pracy ustalone z wykorzystaniem pomiarów gęstości sfluidyzowanego złoża.

W procesie polimeryzacji przereagowuje niewielka część (zazwyczaj poniżej około 10%) strumienia gazowego przepływającego do góry przez złoże fluidalne. Część strumienia, która nie przereaguje, czyli część główna, przechodzi do obszaru nad złożem fluidalnym określanego jako wolna przestrzeń, który może być strefą zmniejszania prędkości. W wolnej przestrzeni większe cząstki stałego polimeru, które wydostały się ponad złoże w wyniku erupcji pęcherzyków gazu przez powierzchnię, albo zostały porwane przez strumień gazu, opadają ponownie do złoża fluidalnego. Mniejsze cząstki stałego polimeru określane w przemyśle jako „podziamo” odprowadzane są wraz ze strumieniem obiegowym, gdyż ich końcowa prędkość osiadania jest niższa od prędkości strumienia obiegowego w wolnej przestrzeni.

Temperaturę roboczą procesu ustawia się lub nastawia tak, aby była niższa od temperatury zlepiania się lub sklejania wytworzonych cząstek polimeru. Utrzymywanie takiej temperatury jest niezbędne w celu zapobieżenia zatkaniu się reaktora przez grudki polimeru, które szybko rosną gdy temperatura osiągnie wysoki poziom. Takie grudki polimeru mogą stać się zbyt duże, aby można je było odprowadzić z reaktora jako wytworzony polimer, tak że może to doprowadzić do zatrzymania procesu i awarii reaktora. Ponadto grudki przedostając się do kolejnych stadiów przeróbki wytworzonego polimeru mogą zakłócić działanie np. układów przesyłowych, urządzeń suszących lub wytłaczarek. Ścianki reaktora można poddawać obróbce w sposób podany w patencie USA nr 4 876 320, który wprowadza się jako źródło literaturowe.

Zgodnie z jednym z korzystnych rozwiązań według wynalazku punkt wprowadzania strumienia obiegowego znajduje się korzystnie poniżej najniższego punktu złoża fluidalnego, tak aby zapewnić równomierny przepływ strumienia obiegowego przez reaktor i utrzymać złoże fluidalne w stanie zawieszonym, oraz aby zapewnić równomierność przepływu strumienia obiegowego do góry przez złoże fluidalne. W innym wykonaniu według wynalazku strumień obiegowy

184 510 można podzielić na dwa lub więcej odrębnych strumieni, przy czym jeden lub więcej z tych strumieni można wprowadzić bezpośrednio do złoża fluidalnego, pod warunkiem, że prędkość gazu pod złożem i w samym złożu jest wystarczająca do utrzymania złoża w stanie zawieszonym. Tak np. strumień obiegowy można podzielić na strumień ciekły i gazowy, po czym strumienie te można wprowadzić odrębnie do reaktora.

W realizacji ulepszonego procesu według wynalazku strumień obiegowy stanowiący mieszaninę fazy gazowej i fazy ciekłej w reaktorze pod płyta rozprowadzaj ącą można wytworzyć wtryskując osobno ciecz i gaz obiegowy w takich warunkach, że uzyska się strumień zawierający obydwie fazy.

I tak wynalazek można realizować w odniesieniu do dowolnej reakcji egzotermicznej prowadzonej w fazie gazowej w złożu fluidalnym. Zalety prowadzenia procesu w układzie kondensacyjnym w porównaniu z innymi procesami zazwyczaj zwiększają się bezpośrednio przy zbliżaniu się temperatury punktu rosy strumienia obiegowego do temperatury reakcji we wnętrzu złoża fluidalnego. Dla danego punktu rosy zalety procesu zwiększać się mogą bezpośrednio z zawartością procentową cieczy w strumieniu obiegowym zawracanym do reaktora. Wynalazek umożliwia wykorzystywanie w procesie wyższych procentowo udziałów cieczy.

Reaktor ze złożem fluidalnym w fazie gazowej szczególnie przydatny do wytwarzania polimerów sposobem według wynalazkujest najlepiej przedstawiony na załączonym rysunku; jest on ogólnie oznaczony numerem 10 na fig. 1. Należy podkreślić, że układ reakcyjny przedstawiony na fig. 1 jest jedynie przykładowy. Wynalazek można z powodzeniem wykorzystać w dowolnym zwykłym układzie reakcyjnym ze złożem fluidalnym.

Na figurze 1 reaktor 10 obejmuje strefę reakcyjną 12 oraz wolnąprzestrzeń, która w danym przypadku stanowi również strefę zmniejszania prędkości 14. Stosunek wysokości do średnicy strefy reakcyjnej 12 może zmieniać się w zależności od wymaganej zdolności produkcyjnej i czasu przebywania. Strefa reakcyjna 12 obejmuje złoże fluidalne zawierające rosnące cząstki polimeru, obecne uformowane, cząstki polimeru oraz niewielkie ilości katalizatora. Złoże fluidalne w strefie reakcyjnej 12 podtrzymywane jest przez strumień obiegowy lub czynnik fluidyzujący 16 zazwyczaj uzyskany z połączenia płynu uzupełniającego i obiegowego. Strumień obiegowy wprowadzany jest do reaktora przez płytę rozprowadzającą 18 znajdującą się w dolnej sekcji reaktora, która ułatwia równomierne sfluidyzowanie i podtrzymywanie złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12. Aby utrzymać złoże fluidalne w strefie reakcyjnej w stanie zawieszonym i żyjącym, powierzchniowa prędkość gazu przepływającego przez reaktor zasadniczo przewyższa minimalny przepływ wymagany do fluidyzacji.

Cząstki polimeru w strefie reakcyjnej 12 ułatwiają zapobieganie powstawaniu miejscowych „przegrzań” oraz wychwytują i rozprowadzają cząstki katalizatora w całym złożu fluidalnym. Na starcie do reaktora 10 załadowuje się podstawowe cząstki polimeru przed uruchomieniem przepływu strumienia obiegowego 16. Sąto korzystnie takie same cząstki polimeru jak nowe wytwarzane cząstki polimeru, z tym że jeśli są to cząstki inne, to usuwa się je wraz z nowo powstałym pierwszym produktem po zainicjowaniu obiegu i wprowadzaniu strumienia katalizatora oraz po ustaleniu się warunków reakcji. Mieszaninę tą zazwyczaj oddziela się od późniejszego produktu i zagospodarowuje w odrębny sposób. Katalizatory stosowane w ulepszonym procesie według wynalazku są zazwyczaj wrażliwe na obecność tlenu i z tego względu katalizator korzystnie przechowuje się w zbiorniku katalizatora 20 w atmosferze gazu obojętnego dla przechowywanego katalizatora, takiego jak np., ale nie wyłącznie, azot lub argon.

Fluidyzację złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej osiąga się dzięki dużej szybkości, z jaką strumień obiegowy 16 przepływa do i przez reaktor 10. Zazwyczaj w czasie pracy szybkość strumienia obiegowego 16 jest około 10-50 razy większa od szybkości, z jaką strumień zasilający wprowadzą się do strumienia obiegowego 16. Taką wysoką szybkość strumienia obiegowego 16 zapewnia uzyskanie powierzchniowej prędkości gazu, niezbędnej do zawieszenia i mieszania złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej w stanie sfluidyzowanym.

Złoże fluidalne zazwyczaj wygląda podobnie do intensywnie wrzącej cieczy z gęstą masą pojedynczo poruszających się cząstek, których ruch spowodowany jest przez perkolację i barbo184 510 towanie gazu przez złoże fluidalne. Gdy strumień obiegowy 16 przechodzi przez złoże fluidalne w strefie reakcyjnej 12, jego ciśnienie spada. Ten spadek ciśnienia na złożujest równy lub nieznacznie wyższy od ciężaru złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12 podzielonemu przez powierzchnię przekroju poprzecznego. W związku z tym jest on zależny od geometrii reaktora.

Jak to pokazano na fig. 1, strumień uzupełniający wprowadzany jest do strumienia obiegowego 16 w punkcie 22, choć nie jest to warunek konieczny. Analizator gazu 24 pobiera próbki gazu z przewodu strumienia obiegowego 16 i śledzi skład przechodzącego przezeń strumienia obiegowego 16. Analizator gazu 24 może także regulować skład strumienia obiegowego 16 i strumienia zasilającego, tak aby utrzymać ustalony skład strumienia obiegowego 16 w strefie reakcyjnej 12. Analizator gazu 24 zazwyczaj analizuje próbki pobrane z przewodu strumienia obiegowego 16 w punkcie pomiędzy wolnąprzestrzenią 14 i wymiennikiem ciepła 26, a korzystnie pomiędzy sprężarką 28 i wymiennikiem ciepła 26.

Strumień obiegowy 16 przepływa do góry przez strefę reakcyjną 12 pochłaniając ciepło wydzielone w procesie polimeryzacji. Ta część strumienia obiegowego 16, która nie reaguje w strefie reakcyjnej 12, opuszcza strefę reakcyjną 12 i przechodzi przez strefę zmniejszania prędkości lub wolnąprzestrzeń 14. Jak to opisano uprzednio, w tym obszarze, w strefie zmniejszania prędkości 14, podstawowa część porwanych cząstek polimeru opada ponownie do złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12, dzięki czemu zmniejsza się wynoszenie cząstek stałego polimeru do przewodu strumienia obiegowego 16. Strumień obiegowy 16 po odprowadzeniu z reaktora nad wolnąprzestrzenią 14 sprężany jest następnie za pomocą sprężarki 28 i przechodzi przez wymiennik ciepła 26, w którym ciepło wydzielone w reakcji polimeryzacji i przy sprężaniu gazu jest usuwane ze strumienia obiegowego 16 przed zawróceniem strumienia obiegowego 16 do strefy reakcyjnej 12 w reaktorze 10. Stosuje się konwencjonalny wymiennik ciepła 26, przy czym może być on umieszczony na przewodzie strumienia obiegowego 16 w pozycji pionowej lub poziomej. W wariantowym wykonaniu według wynalazku na przewodzie strumienia obiegowego 16 zainstalować można więcej niż jedną strefę wymiennika ciepła albo więcej niż jedną strefę sprężania.

Jak to pokazano na fig. 1, strumień obiegowy 16 po opuszczeniu wymiennika ciepła 26 zawracany jest do dna reaktora 10. Korzystnie pod płytą rozprowadzającą gaz 18 znajduje się deflektor przepływu płynu 30. Deflektor przepływu płynu 30 zapobiega zbrylaniu się polimeru w staląmasę i utrzymuj e ciecz oraz cząstki polimeru w strumieniu obiegowym 16 poniżej płyty rozprowadzaj ącej 18. Korzystny typ deflektora przepływu płynu stanowi pierścieniowa tarcza, np. typu ujawnionego w patencie USA ns 4 933 149. Zastosowanie tarczy typu pierścieniowego zapewnia zarówno centralny przepływ do góry jak i obwodowy przepływ na zewnątrz. Centralny przepływ do góry ułatwia porywanie kropelek cieczy z głowicy dennej, a obwodowy przepływ na boki ułatwia zmniejszenie do minimum osadzania się cząstek polimeru w głowicy dennej. Płyta rozprowadzająca 18 rozprasza strumień obiegowy 16, tak aby uniknąć utworzenia przez strumień wchodzący do strefy reakcyjnej 12 usytuowanego w środku i poruszającego się do góry strumienia lub prądu, który mógłby zakłócić fluidyzację złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12.

Temperaturę złoża fluidalnego nastawia się w zależności od temperatury sklejania się cząstek, z tym że zasadniczo zależy ona od 3 czynników: (1) od aktywności katalizatora i szybkości wprowadzania katalizatora, która reguluje szybkość polimeryzacji i związaną z nią szybkość wydzielania ciepła, (2) od temperatury, ciśnienia i składu strumienia obiegowego i uzupełniającego, wprowadzanych do reaktora, oraz (3) od objętości strumienia obiegowego przechodzącego przez złoże fluidalne. Ilość cieczy wprowadzanej do złoża w strumieniu obiegowym lub wprowadzanej odrębnie w sposób opisany powyżej, wywiera zdecydowany wpływ na temperaturę, gdyż ciecz odparowuje w reaktorze i służy do obniżenia temperatury złoża fluidalnego. Zazwyczaj szybkość wprowadzania katalizatora wykorzystuje się do regulowania szybkości wytwarzania polimeru.

184 510

Temperaturę złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12 w korzystnym wykonaniu utrzymuje się na stałym poziomie w stanie ustalonym odprowadzając w sposób ciągły ciepło reakcji. Stan ustalony w strefie reakcyjnej 12 występuję wtedy, gdy ilość ciepła wydzielonego w procesie jest zbilansowana z ilością ciepła odprowadzanego. Stan ustalony wymaga, aby całkowita ilość materiału wprowadzanego do procesu polimeryzacji była zbilansowana z ilością usuwanego polimeru i innych materiałów. W efekcie temperatura, ciśnienie i skład w dowolnym danym punkcie nie zmieniają się w czasie. W przeważającej części złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12 nie występuje znaczący gradient temperatury, z tym że taki gradient temperatury występuje na spodzie złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12, w obszarze powyżej płyty rozprowadzającej 18.

Gradient ten wynika z różnicy pomiędzy temperaturą strumienia obiegowego 16 wprowadzanego przez płytę rozprowadzającą 18 w dnie reaktora 10 oraz temperaturą złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12.

Skuteczne działanie reaktora 10 wymaga dobrego rozprowadzenia strumienia obiegowego 16. Gdyby pozwoliło się na osadzenie się rosnących i uformowanych cząstek polimeru i cząstek katalizatora ze złoża fluidalnego, mogłoby wystąpić sklejanie się polimeru. W granicznym przypadku mogłoby to doprowadzić do powstania stałej masy w całym reaktorze. W danym momencie w przemysłowym reaktorze znajdują się tysiące funtów lub kilogramów stałego polimeru. Usunięcie takiej masy stałego polimeru mogłoby być wyjątkowo trudne i uciążliwe oraz wymagałoby długiego przestoju. Ustalając stabilne warunki pracy przy wykorzystaniu pomiaru gęstości złoża przeprowadzić można ulepszony proces polimeryzacji, w którym utrzymuje się fluidyzację i podtrzymywanie złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej w reaktorze 10.

W korzystnym wykonaniu zmiany gęstości sfluidyzowanego złoża dla danego gatunku polimeru i/lub składu kompozycja wykorzystuje się do optymalizacji parametrów procesu i konstrukcji instalacji. Gęstość sfluidyzowanego złoża stanowi stosunek zmierzonego spadku ciśnienia wzdłuż środkowej ustalonej części reaktora do wysokości tej części. Jest to wielkość średnia, która może być większa lub mniej sza od lokalnej gęstości złoża w dowolnym punkcie w ustalonej części reaktora. Należy zdawać sobie sprawę, że w pewnych warunkach znanych specjalistom zmierzona może być wielkość średnia, która jest większa lub mniejsza od lokalnej gęstości złoża.

Stwierdzono, że w miarę wzrostu stężenia skraplającego się składnika w strumieniu gazowym przepływającym przez złoże osiągnąć można dający się ustalić punkt, po przekroczeniu którego zachodzi niebezpieczeństwo awarii, jeśli stężenie to będzie się dalej zwiększać. Punkt ten charakteryzuje się nieodwracalnym spadkiem gęstości sfluidyzowanego złoża przy wzroście stężenia skraplającego się płynu w gazie. Nie musi to być bezpośrednio związane z zawartością cieczy w strumieniu obiegowym wprowadzanym do reaktora. Przy spadku gęstości sfluidyzowanego złoża zazwyczaj nie następują odpowiednie zmiany w gęstości osiadłego złoża granulek produktu finalnego. W związku z tym zmianąw charakterze fluidyzącji, której odbiciemjest spadek gęstości sfluidyzowanego złoża praktycznie nie powoduje jakiejkolwiek trwałej zmiany w charakterystyce cząstek polimeru.

Stężenie skraplającego się płynu w gazie, przy którym występuje spadek gęstości sfluidyzowanego złoża, zale/ąod rodzaju wytwarzanego polimeru oraz od innych parametrów procesu. Można je zidentyfikować śledząc gęstość sfluidyzowanego złoża przy wzroście stężeń skraplających się płynów w gazie dla danego typu polimeru i innych parametrów procesu.

Gęstość sfluidyzowanego złoża (FBD) zależy od innych zmiennych oprócz stężenia skraplającego się płynu w gazie, takichjak np. powierzchniowa prędkość gazu przepływającego przez reaktor oraz charakterystyka cząstek, np. ich wielkość, gęstość i gęstość osiadłego złoża (SBD), a także gęstość, lepkość, temperatura i ciśnienie gazu. W związku z tym w testach w celu ustalenia zmian gęstości sfluidyzowanego złoża związanych ze zmianami w stężeniu skraplającego się płynu w gazie należy unikać znacznych zmian w innych parametrach. Dlatego też wynalazek obejmuje swym zakresem śledzenie tych innych zmiennych wpływających na niestabilność złoża, których wpływ na gęstość sfluidyzowanego złoża można ustalić. W opisie śledzenie lub utrzymywanie gęstości sfluidyzowanego złoża obejmuje śledzenie lub utrzymywanie tych

184 510 zmiennych wspomnianych powyżej, które wpływają na gęstość sfluidczrwayogr złoża lub są wykorzystywane do wyznaczania gęstości sfluidyzowayegr złoża.

Jakkolwiek pewien umiarkowany spadek gęstości sfluidczrwayego złoża może być toleoowayc bez utraty kontroli procesu, dalszym zmianom w składzie gazu lub w innych zmiennych, które również podwyższają temperaturę punktu rosy, może towarzyszyć nieodwracalny spadek gęstości sfluidczowayegr złoża, pojawienie się „przegrzań” w złożu w reaktorze, powstawanie zlepionych aglomeratów i na koniec awaryjne wyłączenie reaktora.

Do innych praktycznych konsekwencji bezpośrednio związanych ze spadkiem gęstości sfluidczowayego złoża należy zmniejszenie zawartości polimeru w układzie wyładowczym reaktora o stałej objętości oraz zmniejszenie czasu przebywania polimeru/katalizatora w reaktorze przy stałej wydajności polimeru. Ten ostatni skutek może dla danego katalizatora spowodować zmniejszenie jego wydajności, a także zwiększyć poziom pozostałości katalizatora w wytwarzanym polimerze. W korzystnym wykonaniu pożądane jest ograniczenie do minimum stężenia skraplającego się płynu w gazie dla danej docelowej wydajności reaktora oraz związanych z tym wymagań odnośnie chłodzenia.

Wykorzystując takie wahania gęstości sfluidczowayogo złoża określić można stabilne warunki pracy. Po ustaleniu odpowiedniej kompozycji można ją wykorzystać do osiągnięcia większych zdolności chłodzących strumienia obiegowego (bez wystąpienia niestabilności złoża) poprzez silniejsze schłodzenie kompozycji. Skraplające się, nie polimeryzujące materiały można dodać w odpowiednich ilościach dla określonego gatunku uzyskując większą wydajność reaktora przy zachowaniu dobrych warunków w złożu fluidalnym dzięki utrzymaniu się w tak ustalonej strefie stabilnej pracy. W procesie uzyskać można wyższą wydajność reaktora, albo też, w odniesieniu do projektu instalacji, zaprojektować można instalację o większej zdolności produkcyjnej przy wykorzystaniu reaktora o stosunkowo niewielkiej średnicy, bądź tez istniejące reaktory można zmodyfikować, tak aby uzyskać większą zdolność produkcyjną bez zmiany wielkości reaktora.

Przy wyższych wcdąjno5ciach reaktora stwierdzono, że przy pozostawaniu w granicach określonych dopuszczalnymi zmianami gęstości sfluidczowanogr złoża dopuścić można znacznie wyższe poziomy skroplonej cioczc, zazwyczaj ponad 5 około 15%, 18%, 20%, 22%, 25%, 27%, 30% lub nawet 35% bez wystąpienia w znaczącym stopniu zbrylania się lub nawarstwiania polimeru spowodowanego zakłóceniem złoża fluidalnego. Poziom skroplonej cieczy w stosunku do całkowitej wagi strumienia obiegowego lub czynnika fluidyzującego wynosi od 15 do 50% wagowych, korzystnie ponad około 20, do 50% wagowych, jeszcze korzystniej od 20 do około 40% wagowych, a najkorzystniej od około 25 do około 40% wagowych.

Korzystnie gęstość sfluidczrwanegr złoża rejestruje się wykorzystując pomiar różnicy ciśnień w części złoża fluidalnego nie podatnej na zakłócenia, ponad płytą rozprowadzającą. Podczas gdy zazwyczaj wahania w gęstości sfluidczowayogr złoża w dolnej części złoża można przyjąć za oznakę zakłóceń złoża nad płytą rozprowadzającą, z wykorzystaniem pomiaru górnej gęstości sfluidczrwayego złoża z dala od płyty rozprowadzającej jako stabilnej wartości odniesienia, nieoczekiwanie stwierdzono, że zmiany w górnej gęstości sfluidczowanogo złoża krrolujązo zmianami w składzie strumienia, tak że możnaje wykorzystać do ustalenia i zdefiniowania stref stabilnej pracy.

Wyliczona granica funkcji gęstości złoża rpartajoat na wielkościach funkcji X i Y wyliczonych z wykorzystaniem powyższych wzorów. Wyliczoną granicę stanowi liczba wyznaczona z tabel A i/lub B przy wykorzystaniu wyliczonych wielkości X i Y.

W tabeli A podano wielkości wyliczonej granicy funkcji gęstości złoża dla zakresów X i Y. W tabeli B podano wielkości wyliczonej granicy funkcji gęstości złoża dla korzystnych zakresów X i Y.

Jakkolwiek w tabelach A i/lub B podano jedynie wielkości X i Y dla wybranych punktów, dla specjalisty zrozumiałe jest, że zazwyczaj niezbędne będzie interpolowanie wielkości X i Y, aby uzyskać odpowiednią wielkość graniczną Z.

184 510

W korzystnym wykonaniu funkcję gęstości złoża (Z) utrzymuje się na poziomie większym lub równym, j eszcze korzystniej na poziomie większym od wielkości wynikaj ącej z tabel A i/lub B dla wielkości X i Y.

W jeszcze innym wykonaniu funkcję gęstości złoża (Z) utrzymuje się na poziomie przewyższającym o ponad 1% graniczną wielkość funkcji gęstości złoża wyznaczonąz tablic A i B, jeszcze korzystniej przewyższającym o ponad 2%, szczególnie korzystnie przewyższającym o ponad 4%, a najkorzystniej przewyższającym o ponad 5%.

W innym wykonaniu funkcja gęstości złoża (Z) wynosi od około 0,2 do około 0,7, korzystnie od około 0,3 do około 0,6, a jeszcze korzystnie od ponad około 0,4 do około 0,6.

Średnica cząstek (dp) może wynosić od 100 do 3000 μ, korzystnie od około 500 do 2500 μ jeszcze korzystniej od około 500 do 2000 μ, a najkorzystniej od 500 do 1500 μ.

Lepkość gazu (μ) może wynosić od około 0,01 do około 0,02 cP, korzystnie od 0,01 do 0,18 cP, a najkorzystniej od 0,011 do około 0,015 cP.

Gęstość złoża osiadłego (SBD) lub (-^) może wynosić od około 160,2 do 561 kg/m³ (10 do 35 funtów/stopę3) korzystnie od 193 do 561 kg/m3 około (12 do 35 funtów/stopę3), jeszcze korzystniej od około 224,3 do 513 kg/m3 (14 do 32 funtów/stopę3), a najkorzystniej od około 240,3 do 481 kg/m3 (15 do 30 funtów/stopę3).

Gęstość gazu (-_q) może wynosić od około 8 do 77 kg/ m3 (0,5 do około 4,8 funtów/stopę3), korzystnie od około 16 do 64,1 kg/m3(1 do 4 funtów/stopę3), jeszcze korzystniej od około 17,6 do 64,1 kg/m3 (1,1 do około 4 funtów/stopę3), a najkorzystniej od około 19,3 do 57,9 kg/m3 (1,2 do około 3,6 funtów/stopę3).

Gęstość stałej żywicy (o) może wynosić od około 0,86 do około 0,97 g/cm3, korzystnie od około 0,87 do około 0,97 g/cm3, jeszcze korzystniej od 0,875 do około 0,970 g/cm3, a najkorzystniej od 0,88 do około 0,97 g/cm3. Temperatura reaktora może wynosić od 60 do 120°C, korzystnie od 60 do 115°C, a najkorzystniej od 70 do 110°C.

Nadciśnienie w reaktorze może wynosić od 689,5 do 6895 kPag (100 do 1000 funtów/caP), korzystnie od 1034 do 4137 kPag (150 do 600 funtów/caP), jeszcze korzystniej od 1379 do 3448 kPag (200 do około 500 funtów/caP), a najkorzystniej od 1724 do 2758 kPag (250 do 400 funtów/caP).

184 510

Tabela A

Graniczna funkcja gęstości złoża

Y	2,0	2,5	3,0	3,5	4,0	4,5	5,0	5,5	6,0	6,5	7,0	7,5	8,0
X
0,3	0,411
0,4	0,403
0,5	0,393
0,6	0,381
0,7	0,367	0,460
0,8	0,351	0,450
0,9	0,332	0,437
1,0	0,311	0,422	0,522
1,1	0,289	0,404	0,510
1,2	0,265	0,384	0,496
1,3	0,239	0,361	0,480
1,4	0,214	0,336	0,460	0,561
1,5	0,188	0,309	0,438	0,546
1,6		0,281	0,413	0,529
1,7		0,252	0,386	0,508	0,598
1,8		0,223	0,355	0,484	0,582
1,9			0,324	0,457	0,563
2,0			0,291	0,427	0,541	0,620
2,1			0,258	0,394	0,516	0,602
2,2			0,226	0,360	0,487	0,581
2,3				0,324	0,455	0,557	0,633
2,4				0,288	0,421	0,529	0,614
2,5				0,252	0,384	0,497	0,590
2,6					0,346	0,462	0,563	0,635
2,7					0,307	0,425	0,533	0,614
2,8					0,270	0,385	0,499	0,588
2,9						0,339	0,461	0,559	0,628
3,0						0,299	0,422	0,526	0,605
3,1						0,261	0,381	0,490	0,577	0,641
3,2							0,339	0,451	0,546	0,619
3,3							0,298	0,410	0,511	0,593
3,4							0,259	0,368	0,473	0,564	0,631
3,5								0,325	0,433	0,531	0,608
3,6								0,284	0,391	0,494	0,580	0,643
3,7								0,245	0,348	0,455	0,549	0,621
3,8									0,306	0,413	0,514	0,595	0,653
3,9									0,266	0,371	0,476	0,566	0,633
4,0										0,328	0,435	0,532	0,609
4,1										0,287	0,393	0,496	0,581
4,2										0,247	0,350	0,456	0,550
4,3											0,308	0,415	0,515
4,4											0,267	0,372	0,477
4,5												0,329	0,436
4,6												0,288	0,394

184 510

Tabela B

Korzystny zakres granicznej funkcji gęstości złoża

Y	4,00	4,25	4,50	4,75	5,00	5,25	5,50	5,75	6,00	6,25	6,50	6,75	7,00
X
2,00	0,541	0,584
2,05	0,529	0,574
2,10	0,516	0,562
2,15	0,502	0,550	0,592
2,20	0,487	0,537	0,581
2,25	0,472	0,524	0,569
2,30	0,455	0,509	0,557	0,598
2,35	0,438	0,493	0,543	0,587
2,40	0,420	0,477	0,529	0,574
2,45	0,402	0,460	0,513	0,561	0,602
2,50	0,384	0,442	0,497	0,547	0,590
2,55		0,424	0,480	0,532	0,577
2,60		0,405	0,462	0,515	0,563	0,605
2,65		0,386	0,444	0,499	0,548	0,592
2,70			0,425	0,481	0,533	0,579
2,75			0,405	0,463	0,516	0,564	0,601
2,80			0,385	0,444	0,499	0,549	0,588
2.85				0,424	0,480	0,533	0,574	0,609
2,90				0,404	0,461	0,515	0,559	0,597
2,95				0,384	0,442	0,497	0,543	0,583
3,00					0,422	0,478	0,526	0,568	0,605
3,05					0,401	0,459	0,509	0,553	0,591
3,10					0,381	0,439	0,490	0,536	0,577	0,612
3,15						0,418	0,471	0,519	0,562	0,599
3,20						0,398	0,451	0,501	0,546	0,585
3,25						0,377	0,431	0,482	0,529	0,571	0,607
3,30							0,410	0,462	0,511	0,555	0,593
3,35							0,389	0,442	0,493	0,539	0,579	0,613
3,40								0,422	0,473	0,521	0,564	0,601
3,45								0,401	0,453	0,503	0,548	0,587
3,50								0,379	0,433	0,484	0,531	0,572	0,608
3,55									0,412	0,464	0,513	0,556	0,594
3,60									0,391	0,444	0,494	0,540	0,580
3,65										0,423	0,475	0,522	0,565
3,70										0,402	0,455	0,504	0,549
3,75										0,381	0,434	0,485	0,532
3,80											0,413	0,465	0,514
3,85											0,392	0,445	0,495
3,90												0,424	0,476
3,95												0,403	0,456
4,00												0,382	0,435

184 510

Dogodnie strumień obiegowy chłodzi się i przepuszcza z taką prędkością przez reaktor, że zdolność chłodzenia wystarcza do uzyskania wydajności reaktora wyrażonej w funtach polimeru na godzinę · m² przekroju poprzecznego reaktora przekraczającej 2441 kg/godzinę · m² (500 funtów/godzinę · stopę2), a zwłaszcza 2929 kg/godzinę · m2 (600 funtów/godzinę · stopę2) przy zmianie entalpii strumienia obiegowego pomiędzy warunkami na wlocie do reaktora i warunkami na wylocie z reaktora co najmniej 22 cal/g (40 Btu/funt), korzystnie 27 cal/g (50 Btu/funt). Korzystnie składnik ciekły i gazowy strumienia dodaje się w postaci mieszaniny pod płytą rozprowadzającą reaktora. Taka wydajność reaktora równa jest Wydajności przestrzenno-czasowej pomnożonej przez wysokość złoża fluidalnego.

W korzystnym wykonaniu według wynalazku ciecz wprowadzona do reaktora 10 odparowuje, tak aby uzyskać korzystny z punktu widzenia procesu polimeryzacji wzrost zdolności chłodzenia reaktora. Wysoki poziom cieczy w złożu może zwiększyć prawdopodobieństwo tworzenia się aglomeratów, które nie mogą zostać rozbite pod wpływem sił mechanicznych występujących w złożu, co potencjalnie prowadzi do defluidyzacji, zapadnięcia się złoża i awaryjnego wyłączenia reaktora. Ponadto obecność cieczy może wpływać na miejscowe temperatury złoża oraz wpływać na możliwość wytwarzania w procesie polimeru o powtarzalnych właściwościach, gdyż wymaga to zasadniczo stałej temperatury w całym złożu. Z tych względów ilość cieczy wprowadzanej do złoża fluidalnego danych w warunkach nie powinna przekraczać ilości, która odparuje w dolnym obszarze złoża fluidalnego, gdzie siły mechaniczne związane z wejściem strumienia obiegowego przez płytę rozprowadzającą są wystarczające do rozbicia aglomeratów powstałych w wyniku oddziaływania cieczy z cząstkami.

Według wynalazku stwierdzono, że dla danego składu i charakterystyki fizycznej cząstek produktu w złożu fluidalnym oraz innych danych lub pokrewnych parametrów reaktora i obiegu, określając warunki graniczne związane ze składem gazu przepływającego przez złoże utrzymać można żyjące złoże fluidalne przy wysokich poziomach chłodzenia.

Nie wiążąc się jakąkolwiek teorią wydaje się, że zaobserwowany spadek gęstości sfluidyzowanego złoża może odzwierciedlać rozszerzanie się gęstej fazy cząstek oraz zmianę w zachowaniu się pęcherzyków w złożu fluidalnym.

Jak to pokazano na fig. 1, aktywator katalizatora, jeśli jest wymagany w zależności od stosowanego katalizatora, zazwyczaj wprowadza się za wymiennikiem ciepła 26. Aktywator katalizatora wprowadzać można z dozownika 32 do strumienia obiegowego 16. Jednakże w ulepszonym procesie według wynalazku nie ogranicza się miejsca wprowadzania aktywatora katalizatora lub jakichkolwiek wymaganych składników, takich jak promotory katalizatora.

Katalizator ze zbiornika katalizatora można wtryskiwać okresowo lub w sposób ciągły do strefy reakcyjnej 12 ze złożem fluidalnym, z korzystną szybkością w punkcie 34 znajdującym się nad płytą rozprowadzającą gaz 18. W korzystnym wykonaniu, jak to pokazano powyżej, katalizator wtryskuje się w takim punkcie, w którym mieszanie z cząstkami polimeru w złożu fluidalnym 12 przebiega najlepiej. W związku z tym, że pewne katalizatory są bardzo aktywne, powinno się je wtryskiwać do reaktora 10 powyżej, a nie poniżej płyty rozprowadzającej gaz 18. Wtryskiwanie katalizatora do obszaru poniżej płyty rozprowadzającej gaz 18 może spowodować polimeryzację produktu w tym obszarze, co może w końcu doprowadzić do zatkania się płyty rozprowadzającej gaz 18. Ponadto wprowadzanie katalizatora powyżej płyty rozprowadzającej gaz 18 ułatwia równomierne rozprowadzenie katalizatora w całym złożu fluidalnym 12 i z tego względu ułatwia zapobieganie powstawaniu „przegrzań” tworzących się w wyniku wysokich miejscowych stężeń katalizatora. Katalizator korzystnie wtryskuje się do dolnej części złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12, tak aby uzyskać równomierne rozprowadzenie i ograniczyć do minimum wynoszenie katalizatora do przewodu obiegowego, gdzie polimeryzacja mogłaby w efekcie doprowadzić do zatkania się przewodu obiegowego i wymiennika ciepła.

W ulepszonym procesie według wynalazku wykorzystać można wiele technik wtryskiwania katalizatora, np. technikę opisaną w patencie USA nr 3 779 712, którego ujawnienie wprowadza się jako źródło literaturowe. Obojętny gaz, taki jak azot, albo obojętną ciecz, która łatwo odparowuje w warunkach reakcji, korzystnie wykorzystuje się do przenoszenia katalizatora

184 510 do strefy reakcyjnej 12 ze złożem fluidalnym. Szybkość wtryskiwania katalizatora oraz stężenie monomeru w strumieniu obiegowym 16 decydują o szybkości wytwarzania polimeru w strefie reakcyjnej 12 ze złożem fluidalnym. Szybkość wytwarzania polimeru można regulować nastawiając po prostu szybkość wtrysku katalizatora.

W korzystnym układzie działania reaktora 10 przy wykorzystaniu ulepszonego procesu według wynalazku utrzymuje się odpowiednią wysokość złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12 odprowadzając część wytworzonego polimeru z szybkością odpowiadającą szybkości tworzenia się polimeru. Oprzyrządowanie do wykrywania jakichkolwiek zmian temperatury lub ciśnienia w reaktorze 10 oraz strumieniu obiegowym 16 jest przydatne w śledzeniu zmian w stanie złoża fluidalnego w strefie reakcyjnej 12. Oprzyrządowanie takie umożliwia również ręczne albo automatyczne nastawianie szybkości wtryskiwania katalizatora i/lub temperatury strumienia obiegowego.

W czasie pracy reaktora 10 produkt usuwa się z reaktora przez układ wyładowczy 36. Po wyładowaniu wytworzonego polimeru korzystnie oddziela się płyny od polimeru. Płyny te można zawrócić do przewodu strumienia obiegowego 16 j ako gaz w punkcie 38 i/lub jako skroplona ciecz w punkcie 40. Wytworzony polimer kieruję się do dalszego przetwórstwa w punkcie 42. Wyładowanie wytworzonego polimeru nie ogranicza się do sposobu pokazanego na fig. 1, która ilustruje tylko jeden określony sposób wyładowania. Wykorzystać można również inne sposoby wyładowania, np. ujawnione i zastrzeżone w patentach USA nr 4 543 399 i 4 588 790, Jenkins i inni.

Przedmiotem wynalazku jest sposób zwiększania wydajności polimeru z reaktora w złożu fluidalnym, w którym przeprowadza się egzotermiczną reakcję polimeryzacji, poprzez chłodzenie strumienia obiegowego do temperatury niższej od jego punktu rosy i zawracanie uzyskanego strumienia obiegowego do reaktora. Strumień obiegowy zawierający ponad 15, a korzystnie ponad 20% cieczy można zawrócić do reaktora w celu utrzymania złoża fluidalnego w pożądanej temperaturze.

W procesie według wynalazku zdolność chłodzącą strumienia obiegowego lub czynnika fluidyzującego można znacząco zwiększyć przez odparowanie skroplonych cieczy zawartych w strumieniu obiegowym, a także na skutek większej różnicy temperatur pomiędzy wprowadzanym strumieniem obiegowym złożem fluidalnym.

W jednym wykonaniu polimer wytworzony sposobem według wynalazku charakteryzuje się gęstością w zakresie od około 0,90 do około 0,939 g/cm³.

W korzystnym wykonaniu wytworzone polimery, hompolimery lub kopolimery wybrane są spośród żywicy foliowej o wskaźniki płynięcia stopu (MI) od 0,01 do 5,0, korzystnie od 0,5 do 5,0, oraz o gęstości od 0,900 do 0,930; żywicy do formowania o MI od 0,10 do 150,0, korzystnie od 4,0 do 150,0, oraz o gęstości od 0,920 do 0,939; oraz żywicy o wysokiej gęstości, o MI od 0,01 do 70,0, korzystnie od 2,0 do 70,0 i o gęstości od 0,940 do 0,970; przy czym wszystkie gęstości podano w g/cm3, a wskaźnik płynięcia stopu podany w g/10 minut oznaczano zgodnie z ASTM-1238, condition E.

W zależności od docelowej żywicy dobierać można różne warunki powrotu, aby uzyskać poziomy wydajności reaktora uprzednio niemożliwe do osiągnięcia.

Po pierwsze wytwarzać można np. żywicę foliową, w przypadku której w strumieniu obiegowym stosunek molowy butenu/etylenu wynosi od 0,001 do 0,60, korzystnie od 0,30 do 0,50, albo stosunek molowy 4-metylopentenu-1/etylenu wynosi od 0,001 do 0,50, korzystnie od 0,08 do 0,33, albo stosunek molowy heksenu/etylenu wynosi od 0,001 do 0,30, korzystnie od 0,05 do 0,20, albo stosunek molowy oktenu-1/etylenu wynosi od 0,001 do 0,10, korzystnie od 0,02 do 0,07; stosunek molowy wodoru/etylenu wynosi od 0,00 do 0,4, korzystnie od 0,1 do 0,3; poziom izopentanu wynosi od 3 do 20% molowych lub poziom izoheksanu wynosi od 1,5 do 10% molowych, zdolność chłodzenia strumienia obiegowego wynosi co najmniej 22 cal/g (40 Btu/funt), korzystnie co najmniej 27 cal/g (50 Btu/funt), albo udział wagowy fazy skroplonej wynosi co najmniej 15, korzystnie ponad 20%.

184 510

Po drugie wytwarzać można np. żywicę do formowania, w przypadku której w strumieniu obiegowym stosunek molowy butenu/etylenu wynosi od 0,001 do 0,60, korzystnie od 0,10 do 0,50, albo stosunek molowy 4-metylopentenu-1/etylenu wynosi od 0,001 do 0,50, korzystnie od 0,08 do 0,20, albo stosunek molowy heksenu/etylenu wynosi od 0,001 do 0,30, korzystnie od 0,05 do 0,12, albo stosunek molowy oktenu-1 /etylenu wynosi od 0,001 do 0,10, korzystnie od 0,02 do 0,04; stosunek molowy wodoru/etylenu wynosi od 0,00 do 1,6, korzystnie od 0,3 do 1,4; poziom izopentanu wynosi od 3 do 30% molowych lub poziom izoheksanu wynosi od 1,5 do 15% molowych, zdolność chłodzenia strumienia obiegowego wynosi co najmniej 22 cal/g (40 Btu/funt), korzystnie co najmniej 27 cal/g (50 Btu/funt), albo udział wagowy fazy skroplonej wynosi co najmniej 15, korzystnie ponad 20%.

Można także wytworzyć żywice o dużej gęstości, w przypadku których w strumieniu obiegowym stosunek molowy butenu/etylenu wynosi od 0,001 do 0,30, korzystnie od 0,10 do 0,15, albo stosunek molowy 4-metylopentenu-1/etylenu wynosi od 0,001 do 0,25, korzystnie od 0,001 do 0,12, albo stosunek molowy heksenu/etylenu wynosi od 0,001 do 0,15, korzystnie od 0,001 do 0,07, albo stosunek molowy oktenu-1/etylenu wynosi od 0,001 do 0,05, korzystnie od 0,001 do 0,02; stosunek molowy wodoru/etylenu wynosi od 0,00 do 1,5, korzystnie od 0,3 do 1,0; poziom izopentanu wynosi od 10 do 40% molowych lub poziom izoheksanu wynosi od 5 do 20% molowych, zdolność chłodzenia strumienia obiegowego wynosi co najmniej 33 cal/g (60 Btu/funt), korzystnie ponad 40 cal/g (73 Btu/funt), a najkorzystniej co najmniej około 41 cal/g (75 Btu/funt), albo udział wagowy fazy skroplonej wynosi co najmniej 12, korzystnie ponad 20%.

Przykłady

W celu umożliwienia lepszego zrozumienia wynalazku, w tym jego podstawowych zalet i ograniczeń, podano poniższe przykłady odnoszące się do rzeczywistych testów przeprowadzonych przy realizacji wynalazku.

Przykład 1

W reaktorze ze złożem fluidalnym w fazie gazowej wytwarzano kopolimer zawierający etylen i buten. Jako katalizator zastosowano kompleks tetrahydrofuranu, chlorku magnezu i chlorku tytanu, zredukowany chlorkiem dietyloglinu (stosunek molowy chlorku dietyloglinu do tetrahydrofuranu 0,50) i tri-n-heksyloglinem (stosunek molowy tri-n-heksyloglinu do tetrahydrofuranu 0,30) impregnowany na ditlenku krzemu poddanym obróbce trietyloglinem. Jako aktywator zastosowano trietyloglin (TEAL).

Wyniki przedstawione w tabeli 1 i zilustrowane na fig. 2 wskazują parametry reaktora w miarę wzrostu poziomu izopentanu w celu zapewnienia dodatkowego chłodzenia niezbędnego do osiągnięcia wyższej wydajności reaktora. Przykład ten wykazuje, że nadmierne ilości izopentanu prowadzą do zmian w złożu fluidalnym, a w efekcie do jego zniszczenia na skutek tworzenia się przegrzań i aglomeratów, co powoduje konieczność awaryjnego wyłączenia reaktora. W miarę jak stężenie izopentanu wzrasta, gęstość sfluidyzowanego złoża maleje, co świadczy o zmianie we fluidyzacji złoża oraz powoduje wzrost wysokości złoża. Szybkość podawania katalizatora zmniejszono, aby obniżyć poziom złoża. Dodatkowo zmniejszono stężenie izopentanu, tak aby odwrócić zmiany w złożu fluidalnym. Jednakże w tym punkcie, pomimo powrotu wysokości złoża do normalnego poziomu, zakłócenia, którym towarzyszyły przegrzania i aglomeracje w złożu, okazały się nieodwracalne, tak że reaktor wyłączono.

Ponadto z wyników podanych w tabeli 1 można stwierdzić, że reaktor działa stabilnie tak długo, jak funkcja gęstości złoża (Z) pozostaje na poziomie wyższym od wyliczonej granicy (na podstawie wielkości dla funkcji X i Y oraz tablic A i B). Gdy wartość funkcji gęstości złoża (Z) spadnie poniżej wyliczonej wielkości granicznej, działanie reaktora stało się niestabilne, tak że trzeba go było wyłączyć.

184 510

Tabela 1

Czas (godziny)	1	7	10	13	15	17	18
1	2	3	4	5	6	7	8
Wskaźnik płynięcia stopu (dg/10 minut)	1,01	1,04	1,03	1,12	1,09	1,11	1,1
Gęstość żywicy (g/cm3)	0,9176	0,9183	0,9190	0,9190	0,9183	0,9193	0,9193
Skład strumienia obiegowego
Etylen	47,4	46,0	44,7	44,1	44,0	45,9	46,3
Buten-1	19,0	18,1	17,3	17,0	16,9	18,5	19,5
Hokaoy-1
Wodór	9,5	9,4	9,3	9,3	8,9	8,7	8,9
^pe^en	8,0	10,8	13,7	15,1	15,4	14,3	13,2
Węglowodory nasycone C6
Azot	14,3	13,9	13,3	12,8	13,2	11,02	10,7
Etan	1,8	1,8	1,7	1,7	1,6	1,4	1,4
Metan
Węglowodory nasycone Cs
Punkt rosy gazu obiegowego (°F)	142,9	153,5	163,8	168,3	170,1	168,8	165,0
Punkt rosy gazu obiegowego (°C)	61,6	67,5	73,2	75,7	76,7	76,0	73,9
Temperatura na wlocie reaktora (°F)	126,2	135,6	143,5	144,0	149,0	150,2	146,3
Temperatura na wlocie reaktora ( C)	52,3	57,6	61,9	62,2	65,0	65,7	63,5
Ciecz w gazie obiegowym (% wagowe)	11,4	12,1	14,3	17,4	14,5	11,6	12,3
Temperatura reaktora (°F)	182,4	182,1	182,7	182,8	183,1	184,8	185,2
Temperatura reaktora (°C)	83,6	83,4	83,7	83,8	83,9	84,9	85,1
Nadciśnienie w reaktorze (funtów/cal )	311,9	311,5	314,2	313,4	314,7	313,5	312,6
Nadciśnienie w reaktorze (kPa)	2150,5	2147,7	2166,3	2160,8	2169,8	2161,5	2155,3
Prędkość poniorzphyirna gazu w reaktorze (stopy/s)	2,29	2,30	2,16	2,10	1,92	2,00	2,11
Prędkość ponioozphyirna gazu w reaktorze (m/s)	0,70	0,70	0,66	0,64	0,59	0,61	0,64
Wysokość złoża w reaktorze (stopy)	43,4	43,3	43,5	49,3	51,3	45,8	45,4
Wysokość złoża w reaktorze (m)	13,2	13,2	13,3	15,0	15,6	14,0	13,8
Gęstość osiadłego złoża żywicy (funty/stopę )	30,1	30,2	30,2	30,2	30,0	29,9	29,9

184 510

Tabela 1 - ciąg dalszy

1	2	3	4	5	6	7	8
Gęstość osiadłego złoża żomicy (Og/m )	482,2	483,8	483,8	483,8	480,6	479,0	479,0
Gęstość sflai5yzywpnego złożpw reaktorze (funty/stopę )	18,9	19,6	18,1	17,8	17,2	16,4	15,8
Gęstość sflai5ozompyono złyżam reaktorze (Og/m )	302,8	314,0	290,0	285,2	275,5	262,2	253,1
Wydajność pczosęczonno-szpsowa (fUyty/go5ziyn · stopę )	9,6	9,5	9,3	8,5	6,6	7,1	7,3
Wydajność pczosęczoyyy-szpsoww (kg/godzinę · m )	153,0	151,0	149,3	136,0	106,0	113,8	117,2
Wydajność (OilofUyęo/gy5ziyn)	68,5	67,8	67,0	69,2	56,1	53,8	54,9
Wo5pjyyść (ęyyy/gy5ziyn)	31,1	30,7	30,4	31,4	25,4	24,4	24,9
Zdolność pcy5aksyjypęropOtoca (fUyęo/ny5ziyę · stopę )	415	411	406	419	340	326	332
Zdolność pcodaOs^jyp reaktora (Og/godzinę · m )	2026	2006	1982	2045	1660	1591	1621
Zmiana entalpii strumienia obiegowego (Brn/funt)	42	40	40	42	37	34	33
Zmiana entalpii strumienia obiegowego (cal/g)	23	22	22	23	21	19	18
Gęstość gazu (funty/stop^)	1,82	1,89	1,98	2,01	2,03	2,03	2,00
Gęstość gazu (kg/m3)	29,1	30,2	31,7	32,2	32,6	32,5	32,1
Lepkość gazu (cP)	0,012	0,012	0,012	0,012	0,012	0,012	0,012
Wielkość cząstek (cwle)	0,030	0,030	0,030	0,030	0,030	0,030	0,030
Wielkość cząstek (μ)	762	762	762	762	762	762	762
Funkcja X	3,11	3,13	3,12	3,12	3,09	3,10	3,12
Funkcja Y	5,61	5,63	5,65	5,66	5,66	5,66	5,65
Funkcja gęstości (Z)	0,59	0,61	0,55	0,54	0,52	0,50	0,48
Granice z tabeli A i B*	0,51	0,50	0,51	0,51	0,52	0,52	0,51

* Nw py5sępmio wielkości dla funkcji X i Y; tabele A i B my0orzysępyo do oznaczenia granic.

Dodatkowo w drugiej próbie, patrz tabeli 2 i fig. 3, wokaępyy, że w miarę jak stężenie izopentanu stopniowo zwiększa się, gęstość sflui5yzowayego złoża zmniejsza się, zgodnie z oczekiwaniami np podstawie wyników z tablicy 1. Jednakże tym razem gęstość sflaidyzywpyego złoża stopniowo zwiększono zmniejszając stężenie izopentpya. Dzięki temu w tym przypadku zmiana we flui5yzpdji złoża była odwracalna i stan poprzedni można było przywrócić.

Wyniki w tablicy 2 wskazują, że przy utrzymaniu wielkości gęstości złoża (Z) nw poziomie równym lub wyższym od wyliczonej wielkości granicznej (wyzypdzonej w oparciu o wielkości funkcji X i Y oraz tablic A i B) uzyskuje się stabilne zmiany we fluidyzpdji złoża.

184 510

Tabela 2

Czas (godziny)	1	3	5	7	9	11	14	16	18
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Wskaźnik płynięcia stopu (dg/10 minut)	0,92	0,99	1,08	1,02	1,05	1,09	1,11	1,05	0,98
Gęstość żywicy (g/cm3)	0,9187	0,9184	0,9183	0,9181	0,9178	0,9177	0,9186	0,9184	0,9183
Skład strumienia obiegowego
Etylen	52,6	53,2	52,6	52,0	52,1	51,6	52,9	52,8	52,8
Buten-1	20,0	19,8	19,7	20,4	19,7	19,8	19,1	20,1	20,1
Heksen-1
Wodór	9,7	10,2	10,3	9,9	9,9	9,9	10,4	10,0	9,6
Izopentan	9,9	9,5	10,7	11,2	12,2	12,8	11,5	10,4	9,6
Węglowodory nasycone Ce
Azot	8,7	8,0	7,3	6,7	6,3	6,0	6,5	7,3	8,1
Etan	1,2	1,2	1,1	1,1	1,1	1,1	1,2	1,2	1,3
Metan
Węglowodory nasycone Cs
Punkt rosy gazu obiegowego (°F)	154,1	152,5	156,9	160,0	161,9	165,0	159,4	155,9	153,3
Punkt rosy gazu obiegowego (°C)	67,8	66,9	69,4	71,1	72,2	73,9	70,8	68,8	67,4
Temperatura na wlocie reaktora (°F)	124,2	118,3	119,7	125,3	127,3	133,2	128,0	126,2	123,0
Temperaratura na wlocie reaktora ( C)	51,2	47,9	48,7	51,8	52,9	56,2	53,3	52,3	50,6
Ciecz w gazie obiegowym (% wagowe)	22,2	24,9	27,4	26,4	27,0	24,3	23,2	22,1	22,2
Temperatura reaktora (°F)	186,4	185,2	184,1	183,4	183,5	183,3	182,8	181,9	181,8
Temperatura reaktora (°C)	84,8	85,1	84,5	84,1	84,2	84,0	83,8	83,3	83,2
Nadciśnienie w reaktorze (funtów/cal )	314,7	315,2	315,2	315,1	315,3	314,8	312,9	312,9	313,4
Nadciśnienie w reaktorze (kPa)	2170,0	2173,3	2173,3	2172,5	2174,2	2170,7	2157,6	2157,7	2160,6
Prędkość powierzchniowa gazu w reaktorze (stopy/s)	1,73	1,74	1,75	1,76	1,77	1,76	1,75	1,74	1,74
Prędkość powierzchniowa gazu w reaktorze (m/s)	0,53	0,53	0,53	0,54	0,54	0,54	0,53	0,53	0,53
Wysokość złoża w reaktorze (stopy)	44,7	45,0	44,6	44,9	46,0	47,0	45,5	45,6	45,2
Wysokość złoża w reaktorze (m)	13,6	13,7	13,6	13,7	14,0	14,3	13,9	13,9	13,8
Gęstość osiadłego z|oża żywicy (funty/stopę )	29,9	29,9	29,7	28,8	29,0	29,1	29,3	29,4	29,4

184 510

Tabela 2 - ciąg dalszy

1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Gęstość osiadłego złoża żywicy (kg/m )	479,0	479,0	475,8	461,4	464,6	465,4	468,6	471,3	471,8
Gęstość sfluidyzowanego złoża w reaktorze (funty/stopę )	20,2	20,7	19,6	19,3	18,2	17,1	18,5	19,2	20,0
Gęstość sfluidyzowanego złoża w reaktorze (kg/m3)	323,9	330,9	314,4	30,9,9	291,1	274,3	296,2	308,1	321,1
Wydajność przestrzenno-czasowa (funty/godzinę · stopę )	9,7	10,3	11,1	11,1	11,1	9,9	9,3	9,1	9,2
Wydajność przestrzeęno-czasowa (kg/godzinę · m )	154,9	165,1	178,1	178,0	177,0	158,4	149,1	144,9	147,3
Wydajność (kilofunty/godzinę)	71,3	76,6	82,2	82,3	84,0	76,8	69,9	68,0	68,5
Wydajność (tony/godzinę)	32,3	34,7	37,3	37,3	38,1	34,8	31,7	30,8	31,1
Zdolność produkcyjny reaktora (funty/godzinę · stopę )	432	464	498	498	509	465	423	412	415
Zdolność produkcyjna reaktora (kg/godzinę · m )	2109	2265	2431	2431	2485	2270	2065	2011	2026
Zmiana entalpii strumienia obiegowego (Btu/funt)	54	59	61	60	61	55	52	51	52
Zmiana entalpii strumienia obiegowego (cal/g)	30	33	34	33	34	31	29	28	29
Gęstość gazu (funty/stopę3)	1,91	1,89	1,93	1,97	1,99	2,01	1,93	1,93	1,91
Gęstość gazu (kg/m3)	30,6	30,2	30,9	31,6	31,9	32,3	31,0	30,9	30,6
Lepkość gazu (cP)	0,012	0,012	0,012	0,012	0,012	0,012	0,012	0,012	0,012
Wielkość cząstek (cale)	0,029	0,029	0,030	0,030	0,031	0,031	0,0310	0,031	0,031
Wielkość cząstek (μ)	737	737	749	762	775	787	787	787	787
Funkcja X	3,00	2,99	3,01	3,03	3,08	3,10	3,03	3,03	3,03
Funkcja Y	5,59	5,58	5,61	5,63	5,73	5,76	5,67	5,67	5,67
Funkcja gęstości (Z)	0,63	0,65	0,62	0,62	0,58	0,54	0,59	0,61	0,64
Granice z tabel A i B*	0,54	0,54	0,54	0,54	0,54	0,54	0,55	0,55	0,55

* Na podstawie wielkości dla funkcji X i Y; tabele A i B wykorzystano do wyznaczenia granic.

Wielkości funkcji gęstości złoża podane w tabelach 1 i 2 wyraźnie określają punkt, w którym zmiany w złożu fluidalnym stają się nieodwracalne z uwagi na nadmierne zastosowanie skraplajacego się płynu. Punkt ten występuje wtedy, gdy funkcja gęstości złoża (Z) staje się mniejsza od wyliczonej wielkości granicznej funkcji gęstości złoża.

Przykład 2

Poniższe doświadczenia przeprowadzono w zasadniczo taki sam sposób jak w przykładzie 1, stosując ten sam typ katalizatora i aktywatora, uzyskując homopolimery i kopolimery etylen/buten-1 o różnych zakresach gęstości i wskaźnika płynięcia stopu.

184 510

Tabela 3

Próba	1	2	3	4	5
1	2	3	4	5	6
Wskaźnik płynięcia stopu (dg/10 minut)	0,86	6,74	7,89	22,22	1,91
Gęstość żywicy (g/cm3)	0,9177	0,9532	0,9664	0,9240	0,9186
Skład strumienia obiegowego
Etylen	53,1	40,5	49,7	34,1	44,0
Buten-1	20,2			14,9	18,2
Heksen-1		0,6
Wodór	8,9	17,7	26,5	25,0	11,9
Izopenten	9,7	3,7	0,7	14,1	9,6
Węglowodory nasycone C6		7,0	10,2
Azot	8,7	19,2	8,8	9,4	14,9
Etan	1,7	9,4	4,0	2,5	3,3
Metan		1,1	0,3
Węglowodory nasycone Cg		0,4	0,5
Pnkt rosy gazu obiegowego (°F)	154,0	172,6	18,16	162,1	148,5
Punkt rosy gazu obiegowego (°C)	67,8	78,1	83,1	72,3	64,7
Temperatura na wlocie reaktora (°F)	115,2	107,8	117,7	135,0	114,2
Temperatura na wlocie reaktora (°C)	46,2	42,1	47,6	57,2	45,7
Ciecz w gazie obiegowym (% wagowe)	28,6	25,4	27,6	21,8	24,4
Temperatura reaktora (°F)	183,3	208,4	209,3	178,0	183,7
Temperatura reaktora (°C)	84,1	98,0	98,5	81,1	84,3
Nadciśnienie w reaktorze (funtów/cal2)	315,7	300,2	299,8	314,7	314,3
Nadciśnienie w reaktorze (kPa)	2176,7	2069,7	2066,8	2169,8	2167,2
Prędkość powierzchniowa gazu w reaktorze (stopy/s)	1,69	2,76	2,36	1,74	1,73
Prędkość powierzchniowa gazu w reaktorze (m/s)	0,52	0,84	0,72	0,53	0,53
Wysokość złoza w reaktorze (stopy)	47,2	43,0	42,0	44,3	45,6
Wysokość złoża w reaktorze (m)	14,4	13,1	12,8	13,5	13,9
Gęstość osiadłego złoża żywicy (funty/stopę3)	28,3	23,2	29,0	24,5	29,3
3 Gęstość osiadłego złoża żywicy (kg/m )	453,4	371,0	464,0	392,5	468,6
Gęstość sfluidyzowanego złoża w reaktorze (funty/stopę )	19,6	16,7	21,7	15,7	19,1
Gęstość sfluidyzowanego złoża w reaktorze (kg/m3)	314,0	267,9	347,4	251,5	305,7
Wydajność przestrzenno-czasowa (funty/godzinę · stopę3)	10,8	14,3	13,0	7,7	9,8
Wydajność przestrzenno-czasowa (kg/godzinę · m3)	172,8	228,8	208,0	123,2	157,2
Wydajność (kilofunty/godzinę)	83,7	101,2	90,2	56,6	73,7
Wydajność (tony/godzinę)	38,0	45,9	40,9	25,7	33,4
Zdolność produkcyjna reaktora (funty/godzine · stopę)2	507	613	546	343	446
Zdolność produkcyjna reaktora (kg/godzinę · m )	2475	2992	2665	1674	2177

184 510

Tabela 3 - dalszy ciąg

1	2	3	4	5	6
Zmiana entalpii strumienia obiegowego (Btu/funt)	65	67	75	49	60
Zmiana entalpii strumienia obiegowego (cal/g)	36	37	42	27	33
Gęstość gazu (funty/stope3)	1,93	1,38	1,29	1,69	1,82
Gęstość gazu (kg/m3)	31,0	22,2	20,6	27,1	29,0
Lepkość gazu (cP)	0,012	0,013	0,013	0,012	0,012
Wielkość cząstek (cale)	0,030	0,027	0,022	0,026	0,029
Wielkość cząstek (μ)	749	686	558	660	737
Funkcja X	3,00	2,99	2,80	2,90	2,97
Funkcja Y	5,59	5,18	4,97	5,31	5,55
Funkcja gęstości (Z)	0,65	0,68	0,72	0,59	0,61
Granica z tabel A i B*	0,54	0,47	0,49	0,53	0,54

* Na podstawie wielkości dla funkcji X i Y; tabele A i B wykorzystano do wyznaczenia granic.

Próby te wykazują korzyści związane z uzyskaniem wyższej wydajności reaktora przy poziomach skroplonej cieczy przekraczających 20% wagowych, przy utrzymaniu funkcji gęstości złoża (Z) powyżej wyliczonych wielkości granicznych funkcji gęstości złoża określonej powyżej.

Z uwagi na późniejsze procesy, np. z uwagi na układ wyładowczy, wytłaczarki itp., pewnymi warunkami pracy reaktora trzeba było manipulować, aby nie przekroczyć ogólnej wydajności instalacji. Z tego względu pełne zalety wynalazku nie mogły zostać w całości uzyskane w przykładach przedstawionych w tabeli 3.

Tak np. w próbie 1 z tabeli 3 utrzymywano niską powierzchniową prędkość gazu około 0,52 m/s (1,69 stopy/s) i z tego względu uzyskana wydajność przestrzenno-czasowajest o wiele niższa od możliwej do uzyskania w takim przypadku. Gdyby prędkość utrzymywano na poziomie około 0,74 m/s (2,4 stopy/s), to oceniana wydajność przestrzenno-czasowa powinna przekraczać 244,8 kg/hm (15,3 funta/godzinę^stopę3). Próby 2 i 3 przedstawiająwpływ warunków pracy reaktora przy wysokiej powierzchniowej prędkości gazu i udziale wagowym kondensatu znacznie ponad 20%. Uzyskane wydajności przestrzenno-czasowe wynosiły około 228,8 i 208 kg/h · m³ (14,3 i 13,0 funta/godzinę · stopę3), co stanowi znaczny wzrost wydajności. Tak wysokiej wydajności przestrzenno-czasowej (STY) lub wydajności ogólnej nie podali ani nie sugerowali Jenkins i inni. Podobnie jak w próbie 1, również w próbie 4 z przykładu 3 zapewniono powierzchniową prędkość gazu 0,53 m/s (1,74 funta/s) przy 21,8% wagowych skroplonej cieczy. Gdyby prędkość w próbie 4 zwiększono do 0,92 m/s (3,0 stóp/s), toosiagalna STY mogłaby wzrosnąć z 123,2 do 212,8 kg/hm3 (7,7 do 13,3 funta/godzinę-stopę³. Gdyby prędkość w próbie zwiększono do 0,92 m/s (3,0 stóp/s), to osiągalna wydajność przestrzenno-czasowa mogłaby wzrosnąć z 156,8 do 272 kg/h/m (9,8 do 17,0 funta/godzinę stopę³). We wszystkich próbach 1-5 funkcja gęstości sfluidyzowanego złoża (Z) była utrzymywana na poziomie wyższym od wielkości granicznej dla funkcji gęstości złoża określonej powyżej.

Przykład 3

Wyniki przedstawione dla przykładu 3, tabela 4, uzyskano w wyniku ekstrapolacji wyników z rzeczywistych prób z wykorzystaniem dobrze znanych równań termodynamicznych, aby rzucić światło na warunki docelowe. Wyniki w tabeli 4 ilustrują zalety wynalazku, jakie można uzyskać, jeśli wyeliminuje się ograniczenia związane z pomocniczym wyposażeniem reaktora.

184 510

Tabela 4

	Próba 1	Próba 2
Etap	1	2	3	4	1	2	3	4
Wskaźnik płynięcia stopu (dg/10 minut)	0,86				6,74
Gęstość żywicy (g/cm3)	0,9177				0,9532
Skład strumienia obiegowego
Etylen	53,1	53,1	53,1	53,1	40,5	40,5	40,5	40,5
Buten-1	20,2	20,2	20,2	20,2
Heksen-1					0,6	0,6	0,6	0,6
Wodór	8,9	8,9	8,9	8,9	17,7	17,7	17,7	17,7
Izopenten	9,7	9,7	9,7	9,7	3,7	3,7	3,7	3,7
Węglowodory nasycone Ce					7,0	7,0	10,0	10,0
Azot	8,7	8,7	8,7	5,9	19,2	19,2	17,2	17,2
Etan	1,7	1,7	1,7	1,2	9,4	9,4	8,5	8,5
Metan
Węglowodory nasycone C8
Punkt rosy gazu obiegowego (°F)	154,0	154,0	154,0	167,9	172,6	172,6	188,3	188,3
Punkt rosy gazu obiegowego (°C)	67,8	67,8	67,8	75,5	78,1	78,1	86,8	86,8
Temperatura na wlocie reaktora (°F)	115,2	115,2	105,0	105,0	107,8	100,0	100,0	85,0
Temperatura na wicie reaktora (°C)	46,2	46,2	40,6	40,6	42,1	37,8	37,8	29,4
Ciecz w gazie obiegowym (% wagowe)	28,6	28,6	34,4	44,2	25,4	27,1	35,9	38,6
Temperatura reaktora (°F)	183,3	183,3	183,3	183,3	208,4	208,4	208,4	208,4
Temperatura reaktora (°C)	84,1	84,1	84,1	84,1	98,0	98,0	98,0	98,0
Nadciśnienie w reaktorze (funtów/cal2)	315,7	315,7	315,7	315,7	300,2	300,2	300,2	300,2
Nadciśnienie w reaktorze (kPa)	2176,7	2176,7	2176,7	2176,7	2069,7	2069,7	2069,7	2069,7
Prędkość powierzchniowa gazu w reaktorze (stopy/s)	169	2,40	2,40	2,40	2,76	2,76	2,76	2,76
Prędkość powierzchniowa gazu w reaktorze (m/s)	0,52	0,73	0,73	0,73	0,84	0,84	0,84	0,84
Wysokość złoża w reaktorze (stopy)	47,2	47,2	47,2	47,2	43,0	43,0	43,0	43,0
Wysokość złoza w reaktorze (m)	14,4	14,4	14,4	14,4	13,1	13,1	13,1	13,1
Wydajność przestrzenno-czasowa (funty/godzinę · stopę )	10,8	15,3	18,1	23,3	14,3	15,6	17,8	19,8
Wydajność przestrzenno-czasowa (kg/godzinę · m )	172,8	245,4	290,3	372,2	228,8	249,9	284,4	317,6
Wydajność (kilofunty/godzinę)	83,7	118,9	140,6	180,3	101,2	110,5	125,8	140,5
Wydajność (tony/godzinę)	38,0	53,9	63,8	81,7	45,9	50,1	57,0	63,7
Zdolność produkcyjna reaktora (funty/godzinę · stopę )	50	7720	851	1092	613	669	762	851
Zdolność produkcyjna reaktora (kg/godzinę · m )	2475	3515	4154	5331	2992	3266	3720	4154
Zmiana entalpii strumienia obiegowego (Bty/funt)	67	67	77	95	69	76	81	90
Zmiana entalpii strumienia obiegowego (cal/g)	37	37	43	53	38	42	45	50
Gęstość osiadłego złoża żywicy (funty/stopę3)	28,3	28,3	28,3	28,3	23,2	23,2	23,2	23,2
Gęstość osiadłego złoża żywicy (kg/m3)	453,4	453,4	453,4	453,4	371,0	371,0	371,0	371,0
Gęstość gazu (funty/stopę3)	1,93	1,93	193	2,05	138	138	148	1,48
Gęstość gazu (kg/m3)	31,0	31,0	31,0	32,8	22,2	22,2	23,7	23,7
Lepkość gazu (cP)	0,012	0,012	0,012	0,011	0,013	0,013	0,013	0,013
Wielkość cząstek (cale)	0,030	0,030	0,030	0,030	0,027	0,027	0,027	0,027

184 510

Tabela 4 - dalszy ciąg

	Próba 1	Próba 2
Etap	1	2	3	4	1	2	3	4
Wielkość cząstek (μ)	749	749	749	749	686	686	686	686
Funkcja X	3,00	3,15	3,15	3,21	2,99	2,99	3,02	3,02
Funkcja Y	5,59	5,59	5,59	5,69	5,18	5,18	5,21	5,21
Granice z tabel A i B*	0,54	0,49	0,49	0,49	0,47	0,47	0,46	0,46

* Na podstawie wielkości dla funkcji X i Y; tabele A i B wykorzystano do wyznaczenia granic.

W próbie 1 powierzchniową prędkość gazu zwiększono z 0,52 m/s do 0,74 m/s (1,69 stopy/s do 2,40 stóp/s), uzyskując wzrost STY do 244,8 kg/h-m³ (15,3 fuyta/godzinę·atops3), w porównaniu z wielkością wyjściową 172,8 kg/h · m3 (10,8 funta/godzinę · stopę3). W kolejnym etapie strumień obiegowy na wlocie schłodzono do 40,6°C z 46,2°C. Schłodzenie to spowodowało wzrost poziomu skroplin w obiegu do 34,4% i umożliwiło dalszy wzrost STY do

289.6 kg/h · m3(18,1 1b/h · ft3). W ostatnim etapie zmieniono skład gazu zwiększając stężenie obojętnego, skraplającego się składnika, izopoytayu, w celu polepszenia zdolności chłodzenia. W ten sposób poziom skroplin w obiegu zwiększono do 44,2% wagowych, a STY doszła do 372,8 kg/h · m3 (23,3 1b/h · ft³). Przeprowadzając takie stopniowe zmiany uzyskano ogólny wzrost zdolności produkcyjnej układu reaktora o 116%.

W próbie 2 powierzchniową prędkość gazu zwiększono strumień obiegowy na wlocie schłodzono do 37,8°C z 42,1°C. Schłodzenie to spowodowało wzrost poziomu skroplin w obiegu z 25,4 do 34,4% wagowych i umożliwiło wzrost STY z 228,8 do 249,6 kg//wm3 (14,3 do

15.6 funty/go0ziny · s topp^- W koiejnnm etapie o tężenie wnggownrdrów C₆ zwiększom o 7 d o 10% molowych Taka poprawa zdolności chłodzenia spowodowała wzrost STY do 284,8 kg/hmT (17,8 fuyta/godzins·stopę3). W końcowym otapio w colu wykazania znaczenia toj poprawy temperatury strumienia obiegowego na wlocio obniżono jeszcze bardziej, do 29,4°C. Takie dodatkowe chłodzenie umożliwiło osiągnięcie STY 316,8 kg/ir^m'3 (19,8 fuyta/gr0oins · strps3), gdy poziom skroplin w strumieniu obiegowym osiągnął 38,6%. Przeprowadzając takio stopniowo zmiany uzyskano ogólny wzrost zdolności produkcyjnej układu reaktora o 39%.

Jakkolwiek wynalazek został opisany i zilustrowany w odniesieniu do jogo konkretnych rozwiązań, dla specjalistów zrozumiałe jest, żo możliwe są różno warianty, nio krniopoyie takie, które zilustrowano. Tak np. wynalazek obejmuje swym zakresom zastosowania katalizatora o zwiększonej aktywności w colu podwyższenia zdolności produkcyjnej, albo obniżenie temperatury strumienia obiegowego poprzez zastosowanie jednostek wymoażajaccph.

184 510

OJ (% Toui)

FIG. 2

OJ c

•H

N o

-CO— ca <ΰ

N

U

-<D

-sr

-OJ

Stężenie gazowe izopentanu (mol %)

Gęstość sfluidyzowanego złoża reaktora (funt/stopa³ 1 [funt/stopa³] = 16,02 [kg/m³] ' * * ‘ * * 14» t i i i *

Ooęof^-tom^rooj — O cn co t3xu3z^ąs θΜοζρβ qną (^.ndogs/qunj) ezoqz psogs^o

184 510

FIG. 3

Gęstość sfluidyzowanego złoża reaktora (funt/stopa 1 [funt/stopa³] = 16,02 [kg/m³]

184 510

FIG. I

ΓΟΗ

Departament Wydawnictw UP RP. Nakład 60 egz.

Cena 4.00 zł.

Claims (17)

1. Zastrzeżenia patentowe

   1. Sposób polimeryzacji a-olefin(y) w obecności katalizatora w fazie gazowej w reaktorze ze złożem fluidalnym i czynnikiem fluidyzującym zawierającym na wejściu do reaktora fazę gazową i fazę ciekłą, który to czynnik fluidyzujący reguluje pojemność chłodzącą reaktora, znamienny tym, że czynnik fluidyzacyjny zawiera na wejściu do reaktora ciecz w ilości 18 do 50% wagowych w stosunku do całkowitej wagi czynnika fluidyzującego, utrzymując funkcję gęstości złoża (Z) _z _((P_bf-P()/pbs

   L (Ps-Pg)^zPs .

   na poziomie równym lub wyższym od wyliczonej granicy funkcji gętości złoża i odczytanej z tabeli korelacyjnej (tabela A), przy czym X i Y wylicza się zgodnie z następującymi równaniami

   Y = log g^dp³pgp_bs (-g — Pg) PsP² .

   gdzie q,_f oznacza gęstość sfluidyzowanego złoża, —^ oznacza gęstość osiadłego złoża, -g oznacza gęstość gazu, a —s gęstość składnika stałego (żywicy) i gdzie dp oznacza wagowo średnią średnicę cząstek, g oznacza przyspieszenie grawitacyjne (9,805 m/s²), U_o oznacza prędkość powierzchniową gazu, a μ oznacza lepkość gazu.
2. 2. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że wyliczona granica wynosi od 0,2 do 0,7.
3. 3. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że funkcja gęstości złoża (Z) jest wyższa o 2% od wyliczonej granicy funkcji gęstości złoża.
4. 4. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że czynnik fluidyzujący zawiera

   i) buten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,60, albo 4-metylopenten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,50, albo heksen-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,30, albo okten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,10;

   ii) skraplający się płyn stanowiący nasycone i nienasycone węglowodory w ilości od 1,5 do 20% molowych czynnika fluidyzującego; albo

   i) buten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,60, albo 4-metylopenten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,50, albo heksen-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,30, albo okten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,10;

   ii) skraplający się płyn stanowiący nasycone i nienasycone węglowodory w ilości od 1,5 do 30% molowych czynnika fluidyzującego; albo

   i) buten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,30, albo 4-metylopenten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,25, albo heksen-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,15, albo okten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,05;

   ii) skraplający się płyn stanowiący nasycone i nienasycone węglowodory w ilości od 5 do 40% molowych czynnika fluidyzującego.

   184 510
5. 5. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że fazę gazową wprowadza się osobno i w oddaleniu od fazy ciekłej i/lub fazę ciekłąwprowadza się do reaktora pod płytąrozprowadzającą.
6. 6. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że stosunek gęstości sfluidyzowanego złoża do gęstości osiadłego złoża wynosi poniżej 0,59.
7. 7. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że funkcja gęstości złoża (Z) jest wyższa lub równa (0,59 - ρ₆/ρ,₅)/(1-ρ„/ρ_ί).
8. 8. Sposób zwiększania zdolności produkcyjnej reaktora do polimeryzacji w fazie gazowej, zawierającego czynnik fluidyzujący i złoże fluidalne, polegający na tym, że przepuszcza się strumień gazowy zawierający monomer przez strefę reakcyjną w obecności katalizatora uzyskując produkt polimerowy, odprowadza się ten produkt polimerowy, odprowadza się czynnik fluidyzujący zawierający nieprzereagowany monomer ze strefy reakcyjnej, miesza się czynnik fluidyzujący z węglowodorem i jednym albo więcej polimeryzującymi monomerami uzyskując fazę ciekłą i gazową oraz zawraca się czynnik fluidyzujący do reaktora, znamienny tym, że

   a) wprowadza się węglowodór do czynnika fluidyzującego umożliwiając wzrost zdolności chłodzenia czynnika fluidyzującego do wielkości co najmniej 92,1 J/g (40 Btu/funt);

   b) zwiększa się szybkość odprowadzania polimeru przekraczając, 2441 kg/hm² (500 funtów/godzinę · stopę2);

   c) wylicza się granicę funkcji gęstości złoża; oraz

   d) utrzymuje się funkcję gęstości złoża (Z) (Pbf >/ )>bs (Ps-Pg)/Ps na poziomie wyższym lub równym od wyliczonej granicy funkcji gęstości złoża i odczytanej z tabeli korelacyjnej (tabela A), przy czym X i Y wylicza się zgodnie z następującymi równaniami

   X = log ^dPP₆ ^Uo μ

   Y = log g^dp³P_gPbs (pg-pg)

   PsP² gdzie bbf oznacza gęstość sfluidyzowanego złoża, ρ^ oznacza gęstość osiadłego złoża, Pg oznacza gęstość gazu, a ρ; gęstość składnika stałego (żywicy)i gdzie d_p oznacza wagowo średnią średnicę cząstek, g oznacza przyspieszenie grawitacyjne (9,805 m/s2), U_o oznacza prędkość powierzchniową gazu, a μ oznacza lepkość gazu.
9. 9. Sposób według zastrz. 8, znamienny tym, że poziom cieczy stanowi od 20 do 40% wagowych w stosunku do całkowitej wagi czynnika fluidyzującego.
10. 10. Sposób według zastrz. 8, albo 9, znamienny tym, że poziom cieczy wynosi ponad 20% wagowych w stosunku do całkowitej wagi czynnika fluidyzującego.
11. 11. Sposób według zastrz. 8, znamienny tym, że produkt polimerowy odprowadza się z szybkością ponad 2441 kg/hm2 (500 funta/godzinę · stopę2).
12. 12. Sposób według zastrz. 8, znamienny tym, że wyliczona granica wynosi od 0,2 do 0,7.
13. 13. Sposób według zastrz. 8, znamienny tym, że funkcja gęstości złoża (Z) jest wyższa o 2% od wyliczonej granicy funkcji gęstości złoża.
14. 14. Sposób według zastrz. 8, znamienny tym, że czynnik fluidyzujący zawiera

    i) buten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,60, albo 4-metylopenten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,50, albo heksen-ł i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,30, albo okten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,10;

    184 510 ii) skraplający się płyn stanowiący nasycone i nienasycone węglowodory w ilości od 1,5 do 20% molowych czynnika fluidyzującego; albo

    i) buten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,60, albo 4-metylopenten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,50, albo heksen-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,30, albo okten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,10;

    ii) skraplający się płyn stanowiący nasycone i nienasycone węglowodory w ilości od 1,5 do 30% molowych czynnika fluidyzującego; albo

    i) buten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,30, albo 4-metylopenten-1 ietylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,25, albo heksen-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,15, albo okten-1 i etylen w stosunku molowym od 0,001 do 0,05;

    ii) skraplający się pfyn stanowiący nasycone i nienasycone węglo wogory o/ ilości od 5 do 40% molowych czynnika fluidyzująpogo.
15. 15. Sposób według zastrz. 8, znamienny tym, że fazę gazowąwprowadza się osobno i w oddaleniu od fazy ciekłej i/lub fazę ciekłąwprowadza się do reaktora pod pfytąrozprowadząjącą.
16. 16. Sposób według zastrz. 8, znamienny tym, że stosunek gęstości afluidczowayogo złoża do gęstości osiadłego złoża wynosi poniżej 0,59.
17. 17. Sposób według zastrz. 8, znamienny tym, że funkcja gęstości złoża (Z) jest wyższa lub równa (0,59-p_g/p_bs)/(1- p_g /p_s).