BRPI0911487B1 - “Processo de carbonilação para produção de ácido acético e aparelho para produção de ácido acético" - Google Patents

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Description

(54) Título: PROCESSO DE CARBONILAÇÃO PARA PRODUÇÃO DE ÁCIDO ACÉTICO E APARELHO PARA PRODUÇÃO DE ÁCIDO ACÉTICO (51) Int.CI.: B01J 8/00; C07C 51/12 (30) Prioridade Unionista: 29/04/2008 US 12/150,481 (73) Titular(es): CELANESE INTERNATIONAL CORPORATION (72) Inventor(es): JEREMY J. PATT
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PROCESSO DE CARBONILAÇÃO PARA PRODUÇÃO DE ÁCIDO ACÉTICO E APARELHO PARA PRODUÇÃO DE ÁCIDO ACÉTICO
Reivindicação de Prioridade [001] Este pedido não provisório reivindica o benefício da data de depósito do Pedido de Patente US número de série 12/150.481, com o mesmo título, depositado em 29 de abril de 2008. A prioridade do Pedido de Patente
US número de série 12/150.481 é desta forma reivindicada e a revelação do mesmo é incorporada a este pedido como referência.
Campo da Invenção [002] A presente invenção se refere à fabricação de ácido acético com eficiência aperfeiçoada fornecida por meio de aquecimento de um vaso de flash para manter uma temperatura de vapor de vaporização elevada, geralmente superior a 148,8°C. Por meio da invenção, o teor relativo do ácido acético na corrente de produto bruto é aumentado, não interferindo na purificação.
Histórico [003] A produção do ácido acético por meio de carbonilação de metanol é bem conhecida na técnica. De modo geral, uma linha de produção de carbonilação de metanol inclui um reator, uma vaporização, purificação e reciclo. Na seção do reator, metanol e monóxido de carbono são contatados com catalisador de ródio ou irídio em um meio de reação de fase líquida agitado, homogêneo em um reator para produzir ácido acético. Metanol é bombeado ao reator de um reservatório de armazenamento de metanol. O processo é altamente eficiente, possuindo uma conversão de metanol em
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2/23 ácido acético tipicamente superior a 99%. Um vaso de flash acoplado ao reator vaporiza uma corrente de arraste a fim de remover o produto bruto da mistura de reação. O produto bruto é alimentado a uma seção de purificação que inclui, de modo geral, uma coluna de componentes leves ou extratora, uma coluna de secagem, purificação auxiliar e opcionalmente uma coluna de acabamento. No processo, várias correntes de ventilação contendo componentes leves, notavelmente iodeto de metila, monóxido de carbono e acetato de metila são geradas e alimentadas a uma seção de recuperação de componentes leves. Estas correntes de ventilação são lavadas com um solvente para remoção das componentes leves que são retornadas ao sistema ou descartadas.
[004] Foi observado nas várias referências que recipientes de vaporização usados nos processos de produção de carbonilação podem ou não ser aquecidos. Vide Patente US número 5.874.610 de Clode e outros na coluna 2, linhas 2054; Patente US número 5.750.007 de Clode e outros, na coluna 2, linhas 40-51; e Patente US número de série 5.990.347 de Clode na coluna 2, linhas 50-57. Vide também, Patente US número 6.066.762 de Yoneda e outros, que revela uma temperatura de vaporização de 80°C-180°C (coluna 16, linhas 40-44). Não foi apreciado, contudo, que o controle da temperatura dentro de uma janela relativamente estreita possa ser usado para aumentar muito o teor de ácido acético da corrente de produto bruto em um processo de ácido acético. Nos sistemas convencionais, a vaporização é tipicamente realizada adiabaticamente e existe uma queda de
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3/23 temperatura maior em relação à corrente de alimentação em razão do calor de vaporização do produto bruto.
Sumário da Invenção [005] Foi determinado, inesperadamente, de acordo com a presente invenção, que a entrada de calor moderado para o vaso de flash pode aumentar muito a concentração de ácido acético na corrente de produto bruto, reduzindo os requisitos de purificação e reciclo. Esta verificação não é intuitivamente aparente a um versado na técnica. Sem pretender estar ligado a qualquer teoria, acredita-se que as temperaturas de vaporização elevadas vaporizem mais ácido acético e tenham pouco efeito na quantidade dos componentes leves (iodeto de metila, acetato de metila) que são vaporizadas na corrente de vapor de produto bruto.
[006] Assim é provido, em um aspecto da invenção, um processo de carbonilação para produção de ácido acético compreendendo: (a) carbonilação de metanol ou seus derivados reativos na presença de um catalisador de metal do Grupo VIII e promotor de iodeto de metila para produzir uma mistura de reação líquida incluindo ácido acético, água, acetato de metila e iodeto de metila; (b) alimentação da mistura de reação líquida a um vaso de flash que é mantido a uma pressão reduzida; (c) aquecimento do vaso de flash enquanto vaporiza concorrentemente a mistura de reação para produzir uma corrente de vapor de produto bruto, onde a mistura de reação é selecionada e a taxa de fluxo da mistura de reação para o vaso de flash, bem como a quantidade de calor fornecida ao vaso de flash são controladas, tal que, a temperatura da corrente de vapor do
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produto bruto é mantida a uma temperatura superior a
148,8°C e a concentração de ácido acético na corrente de
vapor de produto bruto é superior a 70% em peso da
corrente.
[007] Detalhes e vantagens adicionais ficarão claros a partir da discussão que se segue.
Breve Descrição dos Desenhos [008] A invenção é descrita em detalhes a seguir com referência aos desenhos onde números semelhantes designam partes semelhantes. Nas figuras:
[009] A figura 1 é um diagrama esquemático mostrando o aparelho de carbonilação de metanol com purificação;
[0010] A figura 2 é um diagrama esquemático mostrando um layout alternativo do reator e recipientes de vaporização onde é provido um trocador de calor para provisão de calor do reator ou vaporizador e um recipiente de conversor entre o reator e o vaporizador;
[0011] A figura 3 ilustra um fluxograma mostrando esquematicamente a operação do aparelho das figuras 1 e 2;
[0012] A figura 4 é um gráfico mostrando uma concentração de vapor de produto bruto como uma função da temperatura do vaporizador;
[0013] A figura 5 é um gráfico ilustrando composição do líquido de cintilação versus temperatura do vaporizador;
[0014] A figura 6 é um gráfico da taxa de fluxo de massa normalizada dos vários componentes no vapor de cintilação versus temperatura de cintilação;
[0015] A figura 7 é um gráfico das taxas de fluxo de massa das várias correntes versus temperatura de
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5/23 vaporização; e [0016] A figura 8 é um gráfico ilustrando consumo de energia de vaporizador aquecido e custos versus temperatura.
Descrição Detalhada [0017] A invenção é descrita em detalhes a seguir com referência às várias concretizações para fins apenas de exemplificação e ilustração. Modificações em relação às concretizações específicas dentro do espírito e escopo da presente invenção, estabelecidas nas reivindicações apensas, serão prontamente aparentes aos versados na técnica.
[0018] A menos que mais especificamente definida a seguir, a terminologia conforme usada no presente documento é fornecida com seu significado comum. Porcentagem (%), ppm e termos semelhantes se referem à porcentagem em peso e partes por milhão em peso, a menos que de outra forma indicado.
[0019] “Pressão reduzida” se refere a uma pressão inferior àquela do recipiente de reator.
[0020] Uma corrente “semelhante” que sofre vaporização se refere a uma corrente de alimentação da mesma composição que rende uma corrente de produto possuindo a mesma taxa de fluxo de ácido acético no vapor de vaporização. Vide tabelas 1-7.
[0021] A temperatura de alimentação da mistura de reação para o vaporizador é medida tão próxima quanto prática com relação à entrada do vaporizador, no lado de pressão alta. Qualquer instrumentação apropriada pode ser
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6/23 usada.
[0022] A temperatura da corrente de vapor de produto bruto é medida tão próximo quanto possível da saída de vapor do recipiente vaporizador.
[0023] O metal catalisador do Grupo VIII usado em conexão com a presente invenção pode ser um catalisador de ródio e/ou irídio. O catalisador de metal de ródio pode ser adicionado em qualquer forma apropriada, tal que o ródio se encontra na solução catalisadora como uma mistura de equilíbrio incluindo ânion [Rh(CO2I2]- como é bem conhecido na técnica. Quando a solução de ródio está no ambiente rico em monóxido de carbono do reator, a solubilidade do ródio é geralmente mantida uma vez que as espécies aniônicas de iodeto de ródio/carbonila são geralmente solúveis em água e ácido acético. Contudo, quando transferida para ambientes isentos de monóxido de carbono, como existe tipicamente no vaporizador, coluna de componentes leves e outros, a composição de ródio/catalisador em equilíbrio se altera, uma vez que menos monóxido de carbono está disponível. Ródio precipita como RhI3, por exemplo; detalhes de como formar a corrente de ródio admitida no reator não são bem entendidos. Os sais de iodeto ajudam a aliviar a precipitação no vaporizador sob condições assim denominadas de “pouca água” conforme será apreciado por um versado na técnica.
[0024] Os sais de iodeto mantidos nas misturas de reação dos processos descritos no presente documento podem estar na forma de um sal solúvel de um metal alcalino ou metal alcalino terroso ou um sal de amônio quaternário ou
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7/23 sal de fosfônio. Em determinadas concretizações, o copromotor do catalisador é iodeto de lítio, acetato de lítio ou suas misturas. O copromotor de sal pode ser adicionado como um sal não iodeto que gerará um sal de iodeto. O estabilizador do catalisador de iodeto pode ser introduzido diretamente no sistema de reação. Alternativamente, o sal de iodeto pode ser gerado in situ uma vez sob as condições operacionais do sistema de reação, uma faixa ampla de precursores de sal não iodeto reagirá com iodeto metila para gerar o estabilizador de sal de iodeto de copromotor correspondente. Para detalhes adicionais com relação à geração de sal de iodeto; vide
Patentes US números 5.001.259 de Smith e outros; 5.026.908 de Smith e outros; e 5.144.068 também de Smith e outros as revelações das mesmas sendo incorporadas ao presente documento como referência. O sal de iodeto pode ser adicionado como um óxido de fosfina ou qualquer ligante orgânico, caso desejado. Estes compostos e outros ligantes geralmente sofrem quaternização na presença de iodeto de metila em temperaturas elevadas para render sais apropriados que mantém a concentração do ânion iodeto.
[0025] Um catalisador de irídio na composição de reação de carbonilação líquida pode compreender qualquer composto contendo irídio que seja solúvel na composição de reação líquida. O catalisador de irídio pode ser adicionado à composição de reação para a reação de carbonilação em qualquer forma apropriada que dissolva na composição de reação líquida ou que possa ser convertida em uma forma solúvel. Exemplos de compostos contendo irídio apropriados
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8/23 que podem ser adicionados à composição de reação líquida incluem: IrCl3, IrI3, IrBr3, [Ir(CO)2I]2, [Ir(CO)2Cl]2, [Ir(CO)2Br]2, [Ir(CO)2I2]-H+, [Ir(CO)2Br2]-H+, [Ir(CO)2I4]-H+, [Ir(CH3)I3(CO2]-H+, Ir4(CO)x2, IrCl3.3H2O, IrBr3.3H2O,
Ir4(CO)12, metal irídio, Ir2O3, Ir(acac)(CO)2, Ir(acac)3, acetato de irídio, [Ir3O(OAc)6(H2O)3][OAc] e ácido hexacloroirídrico [H2IrCl6]. Complexos de irídio isentos de cloreto, tais como, acetatos, oxalatos e acetoacetatos são geralmente empregados como materiais de partida.
concentração do catalisador de irídio na composição de reação líquida pode estar na faixa de 100 a 6.000 ppm. A carbonilação do metanol utilizando catalisador de irídio é bem conhecida e é geralmente descrita nas Patentes US que se seguem números: 5.942.460; 5.932.764; 5.883.295; 5.877.348; 5.877.347 e 5.696.284 a revelação das mesmas sendo incorporada ao presente documento como referência como se declaradas em sua totalidade.
[0026] Iodeto de metila é empregado como um promotor. Preferivelmente, a concentração de metila na composição de reação líquida está na faixa de 1 a 50% em peso, preferivelmente 2 a 30% em peso.
[0027] O promotor pode ser combinado com um composto copromotor/estabilizador que pode incluir sais de um metal do grupo IA ou IIA, ou um sal de amônio quaternário ou fosfônio. São especificamente preferidos os sais de iodeto ou acetato, por exemplo, iodeto de lítio ou acetato de lítio.
[0028] Outros promotores e usados como parte do sistema copromotores podem ser catalítico da presente
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9/23 invenção conforme descrito na Publicação de Patente Européia EP 0.849.248, a revelação da mesma sendo incorporada ao presente documento como referência. Promotores apropriados são selecionados de rutênio, ósmio, tungstênio, rênio, zinco, cádmio, índio, gálio, mercúrio, níquel, platina, vanádio, titânio, cobre, alumínio, estanho, antimônio e são mais preferivelmente selecionados de rutênio e ósmio. Copromotores específicos são descritos na Patente US número 6.627.770 a totalidade da mesma sendo incorporada ao presente documento como referência.
[0029] Um promotor pode estar presente em uma quantidade eficaz até o limite de sua solubilidade na composição de reação líquida e/ou quaisquer correntes de processo líquidas recicladas para o reator de carbonilação a partir do estágio de recuperação do ácido acético. Quando empregado, o promotor está geralmente presente na composição de reação líquida em uma razão molar de promotor para catalisador de metal de [0,5 a 15]:1, preferivelmente [2 a 10]:1, mais preferivelmente [2 a 7,5]:1. Uma concentração de promotor apropriada é de 400 a 5.000 ppm.
[0030] A presente invenção pode ser apreciada em conexão, por exemplo, com a carbonilação de metanol com monóxido de carbono em um sistema de reação catalítico homogêneo compreendendo um solvente de reação (tipicamente ácido acético), metanol e/ou seus derivados de reação, um catalisador de ródio solúvel, pelo menos uma concentração finita de água. A reação de carbonilação prossegue no reator 112 conforme os reagentes de metanol e monóxido de carbono são continuamente alimentados ao reator. O reagente
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10/23 de monóxido de carbono pode ser essencialmente puro ou pode conter impurezas inertes, tais como, dióxido de carbono, metano, nitrogênio, gás nobre, água e hidrocarbonetos parafínicos C1 a C4. A presença de hidrogênio no monóxido de carbono e gerado in situ pela reação de deslocamento de gás na água é preferivelmente mantida baixa, por exemplo, menos de 100 kPa de pressão parcial, como sua presença pode resultar na formação de produtos de hidrogenação. A pressão parcial do monóxido de carbono na reação é apropriada na faixa de 100 a 7.000 kPa, preferivelmente 100 a 3.500 kPa e mais preferivelmente de 100 a 1.500 kPa.
[0031] A pressão da reação de carbonilação está apropriadamente na faixa de 1.000 a 20.000 kPa, preferivelmente de 1.000 a 10.000 kPa, mais preferivelmente de 1.500 a 5.000 kPa. A temperatura da reação de carbonilação está apropriadamente na faixa de 100 a 300°C, preferivelmente na faixa de 150 a 220°C. Ácido acético é tipicamente fabricado em uma reação de fase líquida a uma temperatura de cerca de 150 - 200°C e uma pressão total de cerca de 2.000 a cerca de 5.000 kPa.
[0032] O ácido acético está tipicamente incluído na mistura de reação como o solvente para a reação.
[0033] Derivados reativos de metanol apropriados incluem acetato de metila, éter dimetílico, formato de metila e iodeto de metila. Uma mistura de metanol e seus derivados reativos pode ser empregada como reagentes no processo da presente invenção. Preferivelmente, metanol e/ou acetato de metila são empregados como reagentes. Pelo menos algum metanol e/ou derivado reativo do mesmo será
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11/23 convertido e consequentemente presente como, acetato de metila, na composição de reação líquida por reação com o produto de ácido acético ou solvente. A concentração, na composição de reação líquida, de acetato de metila está apropriadamente na faixa de 0,5 a 70% em peso, preferivelmente 0,5 a 50% em peso, mais preferivelmente 1 a 35% em peso e mais preferivelmente 1-20% em peso.
[0034] A água pode ser formada ín situ na composição de reação líquida, por exemplo, por reação de esterificação entre o reagente de metanol e o produto de ácido acético. A água pode ser introduzida ao reator de carbonilação em conjunto com ou separadamente de outros componentes da composição de reação líquida. A água pode ser separada de outros componentes da composição de reação retirados do reator e pode ser reciclada em quantidades controladas para manter a concentração necessária de água na composição de reação líquida. Preferivelmente, a concentração de água mantida na composição de reação líquida está na faixa de 0,1 a 16% em peso, mais preferivelmente 1 a 14% em peso, mais preferivelmente 1 a 10% em peso.
[0035] O líquido de reação é tipicamente drenado do reator e vaporizado em um processo de uma ou múltiplas etapas empregando um conversor, bem como um vaso de flash conforme descrito a seguir. A corrente de processo de vapor bruta do vaporizador é enviada a um sistema de purificação que inclui, geralmente, pelo menos uma coluna de componentes leves e uma coluna de desidratação.
[0036] A presente invenção é adicionalmente apreciada com referência à figura 1 que é um diagrama esquemático
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12/23 ilustrando um processo e aparelho de carbonilação típico. Na figura 1 é mostrado um sistema de carbonilação 10 incluindo um reator 12 provido com um sistema de alimentação 14 incluindo um reservatório de armazenamento de metanol 16 e tubulação de alimentação de monóxido de carbono 18. Um sistema de reservatório de catalisador inclui um recipiente de armazenamento de iodeto de metila 20, bem como um tanque de armazenamento de catalisador 22. O reator 12 é provido com uma ventilação 24 e uma ventilação opcional 24a. O reator 12 é acoplado a um vaso de flash 26 por meio de um condutor 28 e opcionalmente por meio da ventilação 24a. O vaporizador, por sua vez, é acoplado a uma seção de purificação 30 que inclui uma coluna de componentes leves ou extratora 32, uma coluna de desidratação 34 e um leito de resina de troca de íon de cátion trocado com prata, de ácido forte 36 que remove os iodetos do produto. Ao invés de uma resina trocadora de íon de cátion de ácido forte trocada com prata, foi reportado que a resina trocadora de íon de ânion pode ser usada para remover os idodetos. Vide a Patente Britânica G2112394A, bem como a Patente US número 5.416.237, coluna 7, linhas 54+ que ensina o uso de resinas 4-vinilpiridina para remoção de iodeto.
[0037] Uma corrente de purga gasosa é tipicamente ventilada da parte superior do reator para prevenir formação de subprodutos gasosos, tais como, metano, dióxido de carbono e hidrogênio e para manter uma pressão parcial de monóxido de carbono ajustada em uma pressão de reator total fornecida. Opcionalmente (conforme ilustrado na
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Patente Chinesa Número ZL92108244.4), um reator assim denominado conversor pode ser empregado o qual está localizado entre o reator e o vaso de flash mostrado na figura 1 e discutido adicionalmente em conexão com a figura 2. Opcionalmente, as correntes de purga gasosa podem ser ventiladas através do líquido de base do vaporizador ou parte inferior da coluna de componentes leves para melhorar a estabilidade do ródio e/ou elas podem ser combinadas com outras ventilações do processo gasoso (tais como, as ventilações do receptor aéreo da coluna de purificação) antes da limpeza. Estas variações estão bem dentro do escopo da presente invenção, conforme serão apreciadas das reivindicações apensas e da descrição que se segue.
[0038] Conforme será apreciado por um versado na técnica, os ambientes químicos diferentes encontrados na série de purificação podem requerer metalurgia diferente. Por exemplo, o equipamento na saída da coluna de componentes leves da mesma forma necessitará de um recipiente de zircônio devido à natureza corrosiva da corrente de processo, enquanto um recipiente de aço inoxidável pode ser suficiente para o equipamento colocado a jusante da coluna de desidratação, onde as condições são muito menos corrosivas.
[0039] O monóxido de carbono e o metanol são intruduzidos continuamente no reator 12 com mistura adequada em uma pressão parcial de monóxido de carbono alta. Os subprodutos não condensáveis são ventilados do reator para manter uma pressão parcial de monóxido de carbono ótima. O gás de saída do reator é tratado para
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14/23 recuperar os condensáveis no reator, isto é, iodeto de metila antes da vaporização. As eficiências de metanol e monóxido de carbono são geralmente superiores a cerca de 98% e 90% respectivamente. Conforme será apreciado da Patente citada acima de Smith e outros, ineficiências maiores do processo são a fabricação concorrente de dióxido de carbono e hidrogênio por meio da reação de deslocamento de gás na água.
[0040] A partir do reator, uma corrente da mistura de reação é alimentada continuamente através do condutor 28 ao vaporizador 26. Através do vaporizador, o ácido acético de produto e a maioria das componentes leves (iodeto de metila, acetato de metila e água) são separados da solução catalisadora do reator e a corrente de processo bruta 38 é direcionada a frente com gases dissolvidos para a seção de destilação ou purificação 30 na vaporização de estágio simples. A solução catalisadora é reciclada para o reator através do condutor 40. De acordo com a invenção, o vaporizador é aquecido com a corrente, por exemplo, por meio de enjaquetamento ou bobinas a fim de elevar a temperatura da corrente 38. Alternativamente, dispositivos de aquecimento, tais como, aquecimento elétrico ou aquecimento radiante (microondas) podem ser usados se isto for mais conveniente.
[0041] A purificação de ácido acético inclui, tipicamente, destilação em uma coluna de componentes leves, uma coluna de desidratação e opcionalmente uma coluna de componentes pesados. A corrente de processo de vapor bruta do vaporizador é alimentada à coluna de componentes
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15/23 leves 32. Iodeto de metila, acetato de metila e uma porção da água condensam na parte superior nas colunas de componente leve para formar duas fases (orgânica e aquosa) em um receptor 42. Ambas as fases líquidas aéreas retornam para a seção de reação através da tubulação de reciclagem 44. Opcionalmente, a corrente de reciclagem líquida 45 da coluna de componentes leves pode também ser retornada ao reator.
[0042] A corrente de processo purificada 50 sofre arraste do lado da coluna de componentes leves 32 e é alimentada à coluna de desidratação 34. Água e algum ácido acético desta coluna se separam e são reciclados para o sistema de reação através da tubulação de reciclagem 44 conforme mostrado. A corrente de processo purificada e seca 52 da coluna de desidratação 34 alimenta o leito de resina 36 e o produto é retirado da mesma em 56 conforme mostrado. O sistema de carbonilação 10 utiliza apenas 2 colunas de purificação primária e é preferivelmente operado conforme descrito em maiores detalhes na Patente US número 6.657.078 de Scates e outros, intitulada “Low Energy Carbonylation Process”, a revelação da mesma sendo incorporada ao presente documento como referência. Colunas adicionais são geralmente usadas, conforme desejado, dependendo do sistema.
[0043] É mostrado na figura 2 um layout alternativo do reator/vaporizador com um recipiente conversor 12a entre os mesmos, bem como um trocador de calor 60 e um vaso de flash de vapor de pressão baixo 62. O reator 12 e o vaporizador operam conforme descrito acima. Metanol e monóxido de
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16/23 carbono são providos ao reator 12 em 18a, 18 e a mistura de reação líquida é drenada em 28a e provida ao recipiente conversor 12a que ventila gás incluindo componentes leves a um depurador (não mostrado). O conversor 12a alimenta o vaporizador 26 onde a pressão é reduzida e vaporizada para a corrente de produto bruto 38. O reciclo para o reator 1 é provido por meio das tubulações 40,44 conforme é discutido acima em conexão com a figura 1.
[0044] O vaporizador 26 é aquecido por meio de um fornecimento de vapor de pressão baixa 64 provido de um vaso de flash de vapor 62 que é alimentado a partir do trocador de calor 60. O trocador de calor 64 é fabricado com metalurgia apropriada e recebe mistura catalítica aquecida do reator 12 através da tubulação 66, bem como um condensado de vapor através da tubulação 68. O condensado é aquecido pelo catalisador aquecido que, por sua vez, requer resfriamento em razão da natureza exotérmica da reação de carbonilação. O condensado aquecido é fornecido ao recipiente 62 através da tubulação 70 onde é vaporizado em vapor (pressão baixa) e empregado para aquecer o vaporizador 26, conforme observado acima.
[0045] Assim, o trocador de calor 64 conforme mostrado na figura 2 provê resfriamento ao reator e aquecimento ao vaporizador o que reduz os custos totais de energia conforme será apreciado por um versado na técnica.
[0046] O monóxido de carbono pode ser adicionado diretamente ao conversor 12a se for desejado ou pode ser adicionado levemente antes (a montante) ou após (a jusante) se for desejado, a fim de estabilizar a solução de
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17/23 catalisador e consumir qualquer metal não reagido. Detalhes de tais disposições são vistos na Patente Européia Número
EP 0.759.419 bem como na Patente US número 5.770.768 de
Denis e outros, as revelações das mesmas sendo incorporadas aqui como referência.
[0047] Caso a transferência de calor do reator para o vaporizador seja usada ou não, a presente invenção aumenta substancialmente a eficiência do sistema pela provisão de uma concentração mais alta de ácido acético na corrente de vapor de produto bruto, conforme será apreciado da discussão que se segue.
[0048] O aparelho de carbonilação mostrado na figura 1 e que é ilustrado na figura 2 pode ser representado esquematicamente conforme mostrado na figura 3 para os presentes fins. Na figura 3, a alimentação ao reator é designada de corrente 1, a corrente de líquido para o vaporizador é designada corrente 2, a corrente de vapor do produto bruto provida à coluna separadora é designada corrente 3 e a corrente de produto purificado é designada corrente 4. A corrente 5 representa a corrente de reciclo do catalisador a partir do vaporizador e a corrente 6
representa o reciclo do reciclo de purificação para o
reator.
[0049] A figura 3 ilustra, de modo geral, duas
ineficiências principais do processo de carbonilação de
metanol; o reciclo do catalisador ( 5) e o reciclo de
purificação ( ; 6). Ambos os “volantes ” internos requerem
muita energia e custo e poderiam ser minimizados pelo aperfeiçoamento do vaporizador - assegurando que a corrente
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18/23 de vapor que é enviada à purificação (3) apresente proporcionalmente mais HAc e menos componentes de “não produto” (H2O, MeAc, MeI). Isto pode ser realizado pela provisão de entrada de calor para elevar a temperatura operacional do vaporizador. Os benefícios deste conceito são ilustrados nos exemplos que se seguem.
[0050] Um simulador semi-empírico foi usado para estudar o efeito da temperatura de vaporização enquanto mantendo constante o fluxo de massa de HAc na corrente de vapor (3). As composições de corrente são mostradas abaixo para o vapor (3) e líquido (5) saindo do vaporizador. A base da entrada do vaporizador é uma corrente de 197,2°C, 2.758 kPa, contendo 8,1% em peso de MeI, 2,9% em peso de MeAc, 75,7% em peso de HAc, 2,8% em peso de H2O e 10,6% em peso de LiI. Temperatura de vaporização (temperatura da corrente de vapor) variou de adiabática (147,2°C) a isotérmica (197,2°C), todos casos para 172,37 kPa.
[0051] Os resultados aparecem nas Tabelas 1-7 e figuras 4-7.
Tabela 1 - Exemplo Comparativo A - Operação Adiabática do Vaporizador
ENTRADA VAPOR LÍQUIDO
Temp. (°C) 197,2 147,2 147,2
Fluxo
Total 1.554,42 260,37 1294,05
Total- HAc 89, 48
Mel 125,17 58,31 66, 86
MeAc 45, 18 20,42 24,76
HAc 1.175,98 170,89 1.005, 09
H2O 43, 81 10,76 33, 05
Lil 164,29 0,00 164,29
% em peso
Mel 8,1 22,4 5,2
MeAc 2,9 7,8 1,9
HAc 75,7 65,6 77,7
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19/23
H2O 2,8 4,1 2,6
LiI 10,6 0,0 12,7
Tabela 2 - Exemplo 1 - Operação do Vaporizador
Mantendo Vapor a 148,8°C
ENTRADA VAPOR LÍQUIDO
T emp, (°C) 197,2 148,8 148,8
Fluxo
Total 878,28 241,52 636,76
Total- HAc 70,63
Mel 70,72 44, 96 25, 76
MeAc 25, 53 15, 82 9,70
HAc 664,45 170,89 493,56
H2O 24,75 9,84 14, 91
LiI 92, 82 0,00 92, 82
% em peso
Mel 8,1 18,6 4,0
MeAc 2,9 6,6 1,5
HAc 75,7 70,8 77,5
H2O 2,8 4,1 2,3
LiI 10,6 0,0 14,6
Tabela 3 - Exemplo 2 - Operação do Vaporizador
Mantendo Vapor a 151,6°C
ENTRADA VAPOR LÍQUIDO
Temp, (°C) 197,2 151, 6 151, 6
Fluxo
Total 480,70 222,04 258,66
Total- HAc 51,15
MeI 38,71 31,48 7,23
MeAc 13,97 11, 17 2,80
HAc 363,67 170,89 192,78
H2O 13,55 8,50 5, 04
LiI 50,80 0, 00 50,80
% em peso
MeI 8, 1 14,2 2, 8
MeAc 2, 9 5, 0 1,1
HAc 75,7 77, 0 74,5
H2O 2, 8 3, 8 1, 9
LiI 10,6 0, 0 19,6
Tabela 4 - Exemplo 3 - Operação do Vaporizador
Mantendo Vapor a 154,4°C
ENTRADA VAPOR LÍQUIDO
Temp. (°C) 197,2 154,4 154,4
Fluxo
Total 351,38 212,96 138,42
Total- HAc 42, 07
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20/23
MeI 28,29 25, 35 2, 94
MeAc 10,21 9, 05 1,16
HAc 265,83 170,89 94, 94
H2O 9, 90 7, 67 2,24
LiI 37,14 0, 00 37, 14
% em peso
MeI 8,1 11,9 2,1
MeAc 2,9 4,2 0,8
HAc 75,7 80,2 68, 6
H2O 2,8 3,6 1,6
LiI 10,6 0,0 26,8
Tabela 5 - Exemplo 4 - Operação do Vaporizador
Mantendo Vapor a 162,7°C
ENTRADA VAPOR LÍQUIDO
T emp.(°C) 197,2 162,7 162,7
Fluxo
Total 265,59 205,71 59, 88
Total- HAc 34, 82
MeI 21,39 20,58 0,81
MeAc 7,72 7,39 0,33
HAc 200,93 170,89 30, 04
H2O 7,49 6,86 0,63
LiI 28,07 0,00 28,07
% em peso
MeI 8,1 10,0 1,4
MeAc 2,9 3,6 0,6
HAc 75,7 83,1 50,2
H2O 2,8 3,3 1,0
LiI 10,6 0,0 46,9
Tabela 6 - Exemplo 5 - Operação do Vaporizador
Mantendo Vapor a 176,6°C
ENTRADA VAPOR LÍQUIDO
T emp.(°C) 197,2 176, 6 176,6
Fluxo
Total 241,97 203,50 38,47
Total- HAc 32, 61
MeI 19,48 19, 14 0,34
MeAc 7,03 6,89 0,14
HAc 183,06 170,89 12, 17
H2O 6,82 6,5 8 0,24
LiI 25, 57 0,00 25, 57
% em peso
MeI 8,1 9,4 0,9
MeAc 2,9 3,4 0,4
HAc 75,7 84,0 31,6
H2O 2,8 3,2 0,6
LiI 10,6 0,0 66,5
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21/23
Tabela 7 - Exemplo 6 - Vaporizador Operacional
Isotérmico
ENTRADA VAPOR LÍQUIDO
T emp, (°C) 197,2 197,2 197,2
Fluxo
Total 233,35 202,68 30, 67
Total- HAc 31,79
Mel 18,79 18,61 0,18
MeAc 6,78 6,71 0,08
HAc 176, 54 170,89 5,64
H2O 6,58 6,47 0,11
Lil 24, 66 0,00 24, 66
% em peso
Mel 8,1 9,2 0,6
MeAc 2,9 3,3 0,2
HAc 75,7 84,3 18,4
H2O 2,8 3,2 0,3
Lil 10,6 0,0 80,4
[0052] Conforme mostrado nos dados e na figura 4, o aumento da temperatura do vaporizador aumenta a porcentagem em peso de HAc na corrente de vapor (3), enquanto diminuindo as concentrações de todos os outros componentes. A figura 5 ilustra que a proporção de LiI na corrente de reciclo do catalisador (5) aumenta com o aumento da temperatura de vaporização. Este LiI alto atua para aperfeiçoar a estabilidade do catalisador no vaporizador (possivelmente compensando quaisquer efeitos prejudiciais da temperatura operacional mais alta).
[0053] A figura 6 mostra o efeito da temperatura do vaporizador na razão de fluxo de massa de cada componente na corrente de vapor que é alimentada para purificação (3). Isto mostra que para uma quantidade ajustada de rendimento de HAc, quantidades menores dos componentes de “não produto” são enviadas para purificação quando se emprega uma temperatura de vaporização mais alta. Por exemplo, a elevação da temperatura de vaporização de 147,2°C a 154,4°C
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22/23 diminuiría o fluxo de massa da água enviada para purificação em 30%, MeAc em 55% e Mel em 55%.
[0054] É visto na figura 7 que os requisitos de taxa de fluxo das correntes são significativamente inferiores quando se opera o vaporizador em uma temperatura mais alta. Isto é o resultado proporcionalmente de mais HAc na corrente de vapor deixando o vaporizador (3) e menos dos componentes de “não produto”. Uma taxa de fluxo mais baixa da alimentação do vaporizador (2) é necessária para obtenção do mesmo rendimento em peso de HAc para purificação (3). Por exemplo, por elevação da temperatura de vaporização de 147,2°C para 154,4°C, a taxa de reciclo do catalisador necessária cai em 90%, a alimentação de líquido ao vaporizador em 80%, reciclo de purificação em 50% e alimentação de vapor para purificação em 20%. Os benefícios incluem: (1) para uma unidade existente, aumento de HAc na corrente de produto bruto, não interferindo na purificação e custos operacionais mais baixos e/ou permitindo um aumento na capacidade; (2) operação do reator em MeAc mais alto, correntemente este nível é tipicamente limitado pela capacidade de purificação, MeAc mais alto também permite ao reator operar em uma temperatura mais baixa e também diminui a taxa de fabricação do ácido propiônico; (3) para uma nova unidade, os requisitos de capital e energia são reduzidos pelo fato de ser necessário menos reciclo do catalisador e rendimento de purificação para uma dada taxa de produção de HAc; (4) a diminuição na razão de alimentação de vapor para purificação reduz a perda de catalisador através da produção; e (5) a
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23/23 diminuição da taxa de alimentação de líquido ao vaporizador aperfeiçoa a eficiência de CO por reduzir significativamente a perda de transporte de CO solúvel (que correspondentemente corresponde a 80% do resíduo de CO total).
[0055] Por exemplo, o aumento da temperatura operacional do vaporizador de 147,2 para 154,4°C diminui a taxa de fluxo necessária ao vaporizador em 80%. Esta modificação diminui dramaticamente a ineficiência de CO total, em -60% (= redução de 80% de 80% da perda de transporte de CO do vaporizador).
[0056] Os custos de energia de aquecimento do vaporizador com vapor são mostrados na figura 8. Estes custos seriam significativamente reduzidos por integração do calor entre o reator e o vaporizador conforme mostrado na figura 2. Por exemplo, para aquecer a 154,4°C é possível usar a alça de resfriamento do reator para aquecer o vaporizador.
[0057] Embora a invenção tenha sido ilustrada em conexão com equipamento e condições operacionais específicos, modificações a estes exemplos dentro do espírito e escopo da invenção ficarão claras aos versados na técnica. Em vista da discussão precedente, conhecimento relevante na técnica e referências discutidas acima, em conexão com o Histórico e Descrição Detalhada, as revelações dos mesmos são todas incorporadas ao presente documento como referência, uma descrição adicional não sendo necessária.
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1/6

Claims (25)

  1. REIVINDICAÇÕES
    1. Processo de carbonilação para produção de ácido acético caracterizado pelo fato de que compreende:
    (a) carbonilação de metanol ou seus derivados reativos na presença de um catalisador de metal do Grupo VIII e promotor de iodeto de metila para produzir uma mistura de reação líquida incluindo ácido acético, água, acetato de metila e iodeto de metila;
    (b) alimentação da mistura de reação líquida a um vaso de flash (26) que é mantido a uma pressão reduzida;
    (c) aquecimento do vaso de flash (26) enquanto vaporizando concorrentemente a mistura de reação para produzir uma corrente de vapor de produto bruto (38), onde a composição da mistura de reação, a taxa de fluxo da mistura de reação para o vaso de flash (26), e a quantidade de calor fornecida ao vaso de flash são controladas, de modo que, a temperatura da corrente de vapor do produto bruto (38) é mantida a uma temperatura superior a 148,8°C medida em uma saída de vapor do vaso de flash (26) e a concentração de ácido acético na corrente de vapor de produto bruto (38) é superior a 70% em peso da corrente.
  2. 2. Processo, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a temperatura da corrente de vapor de produto bruto (38) é mantida em uma temperatura superior a 148,8°C e inferior a 204,4°C.
  3. 3. Processo, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que a temperatura da corrente de vapor de produto bruto (38) é mantida em uma temperatura superior 148,8°C e inferior a 176,6°C.
  4. 4. Processo, de acordo com a reivindicação 1,
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    2/6 caracterizado pelo fato de que a quantidade de água na mistura de reação é mantida a um nível de 1% em peso a 10% em peso da mistura de reação e a mistura de reação adicionalmente compreende um copromotor de sal de iodeto.
  5. 5. Processo, de acordo com a reivindicação 4, caracterizado pelo fato de que o copromotor de sal de iodeto está presente em uma quantidade que gera uma concentração de ânion iodeto de 4% em peso a 20% em peso da mistura de reação.
  6. 6. Processo, de acordo com a reivindicação 4, caracterizado pelo fato de que o copromotor de sal de iodeto é uma mistura de sais de iodeto.
  7. 7. Processo, de acordo com a reivindicação 4, caracterizado pelo fato de que o copromotor de sal de iodeto é provido à mistura de reação na forma de um precursor de ligante de iodeto.
  8. 8. Processo, de acordo com a reivindicação 5, caracterizado pelo fato de que a quantidade de água na mistura de reação é mantida a um nível de 1% em peso a 5% em peso da mistura de reação.
  9. 9. Processo, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o catalisador de metal do Grupo VIII é selecionado de catalisadores de ródio e catalisadores de irídio.
  10. 10. Processo, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o catalisador de metal do grupo VIII é um catalisador de ródio e está presente na mistura de reação a uma concentração de 300 ppm a 5.000 ppm em peso da mistura de reação.
  11. 11. Processo, de acordo com a reivindicação 1,
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    3/6 caracterizado pelo fato de que a carbonilação é realizada sob uma pressão de calibração de 1.000 kPa a 10.000 kPa.
  12. 12. Processo, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o vaso de flash é mantido a uma pressão de calibração de 25 kPa a 300 kPa.
  13. 13. Processo de carbonilação para produção de ácido acético caracterizado pelo fato de que compreende:
    (a) carbonilação de metanol ou seus derivados reativos na presença de um catalisador de metal do Grupo VIII e promotor de iodeto de metila para produzir uma mistura de reação líquida incluindo ácido acético, água, acetato de metila e iodeto de metila;
    (b) alimentação da mistura de reação líquida a um vaso de flash (26) que é mantido a uma pressão reduzida;
    (c) aquecimento do vaso de flash (26) enquanto vaporizando concorrentemente a mistura de reação para produzir uma corrente de vapor de produto bruto (38), onde a composição da mistura de reação, a taxa de fluxo da mistura de reação para o vaso de flash (26), e a quantidade de calor fornecida ao vaso de flash são controladas, de modo que, a temperatura da corrente de vapor do produto bruto (38) é mantida a uma temperatura inferior a 32,3°C mais fria que temperatura de alimentação da mistura de reação líquida alimentada ao vaporizador (28) e a concentração de ácido acético na corrente de vapor de produto bruto (38) é superior a 70% em peso da corrente de vapor de produto bruto (38).
  14. 14. Processo, de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a mistura de reação é selecionada e sua taxa de fluxo controlada juntamente com o calor fornecido ao vaporizador (26), tal que, a corrente de
    Petição 870170083550, de 30/10/2017, pág. 40/44
    4/6 produto bruto (38) possui uma concentração de ácido acético de pelo menos 75% em peso da corrente.
  15. 15. Processo, de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a mistura de reação é selecionada e sua taxa de fluxo controlada juntamente com o calor fornecido ao vaporizador (26), tal que, a corrente de produto bruto (38) possui uma concentração de ácido acético de pelo menos 80% em peso da corrente.
  16. 16. Processo, de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a mistura de reação é selecionada e sua taxa de fluxo controlada juntamente com o calor fornecido ao vaporizador (26), tal que, a corrente de produto bruto (38) possui uma concentração de ácido acético de 80% a 85% em peso da corrente.
  17. 17. Processo, de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a corrente de vapor de produto bruto (38) possui uma temperatura inferior a 29,4°C mais fria em relação à temperatura da corrente de mistura de reação líquida (28) alimentada ao vaporizador (26).
  18. 18. Processo, de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a corrente de vapor de produto bruto (38) possui uma temperatura inferior a 26,6°C mais fria em relação à temperatura da corrente de mistura de reação líquida (28) alimentada ao vaporizador (26).
  19. 19. Processo, de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a corrente de vapor de produto bruto (38) possui uma temperatura inferior a 23,8°C mais fria em relação à temperatura da corrente de mistura de reação líquida (38) alimentada ao vaporizador (26).
  20. 20. Processo, de acordo com a reivindicação 13,
    Petição 870170083550, de 30/10/2017, pág. 41/44
    5/6 caracterizado pelo fato de que a corrente de vapor de produto bruto (38) possui uma temperatura inferior a 18,3°C mais fria em relação à temperatura da corrente de mistura de reação líquida (28) alimentada ao vaporizador.
  21. 21. Processo, de acordo com a reivindicação 13, caracterizado pelo fato de que a corrente de vapor de produto bruto (38) possui uma temperatura inferior a 15,5°C mais fria em relação à temperatura da corrente de mistura de reação líquida (28) alimentada ao vaporizador.
  22. 22. Aparelho para produção de ácido acético caracterizado pelo fato de que compreende:
    (a) um reator (12) contendo um catalisador de metal do Grupo VIII homogêneo para carbonilação de metanol ou seus derivados reativos na presença de um catalisador de metal do Grupo VIII e promotor de iodeto de metila para produzir uma mistura de reação líquida incluindo ácido acético, água, acetato de metila e iodeto de metila;
    (b) um vaso de flash (26) adaptado para receber uma corrente da mistura de reação (28) e vaporizar a mistura de reação a uma pressão reduzida para prover uma corrente de vapor de produto bruto (38); e (c) um sistema de transferência de calor (60) acoplado ao reator (12) e o vaso de flash (26) operativo para transferir calor do reator para o vaso de flash, de modo a elevar a temperatura da corrente de vapor de produto bruto (38), em comparação temperatura de uma corrente semelhante sofrendo vaporização adiabática.
  23. 23. Aparelho, de acordo com a reivindicação 22, caracterizado pelo fato de que adicionalmente compreende um recipiente conversor (12a) acoplado ao reator (12) e ao
    Petição 870170083550, de 30/10/2017, pág. 42/44
    6/6 vaporizador (26).
  24. 24. Aparelho, de acordo com a reivindicação 22, caracterizado pelo fato de que adicionalmente compreende uma coluna separadora (32) adaptada para receber a corrente de produto bruto (38) e remoção do acetato de metila e iodeto de metila da mesma para produção de uma corrente de produto purificado (50).
  25. 25. Aparelho, de acordo com a reivindicação 24, caracterizado pelo fato de que adicionalmente compreende uma coluna de secagem (34) adaptada para receber a corrente de produto purificado (50) da coluna separadora (32) e remoção de água da mesma.
    Petição 870170083550, de 30/10/2017, pág. 43/44 cs
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