BR112017019452B1

BR112017019452B1 - sistema de digestão oxidativa para purificação de ácido tereftálico, método para purificação de ácido tereftálico em bruto a ser conduzido no referido sistema e sistema de digestão de coluna de bolhas incluído no sistema de digestão oxidativa

Info

Publication number: BR112017019452B1
Application number: BR112017019452-0A
Authority: BR
Inventors: Alan G. Wonders
Original assignee: Grupo Petrotemex, S.A. De C.V.
Priority date: 2015-03-13
Filing date: 2016-03-11
Publication date: 2020-11-17
Also published as: BR112017019452A2; MX2017011729A; MY188141A; SG11201707399XA; SG10201908521RA; US20160264511A1; EA034735B1; PL3268341T3; EP3268341A4; CN107531602A; JP2018513125A; CN107531602B; PT3268341T; EP3268341B1; ES2880688T3; WO2016149060A1; EP3268341A1; KR20170128462A; JP6882182B2; CA2979681A1

Abstract

É provido um método para digestão de uma pasta fluida tereftálica em bruto obtida a partir de oxidação de paraxileno em um processo de oxidação de reator de coluna de bolhas. O método é conduzido em um ou mais reatores de coluna de bolhas tendo uma ou mais zonas segregadas definidas por defletores horizontais e fluxo de partículas através do sistema de digestão é controlado para maximizar conversão de intermediários de oxidação parciais em ácido tereftálico enquanto minimiza formação de outros produtos contaminantes. Temperatura, fluxo e teor de oxigênio bem como outras variáveis de processo e equipamento são controladas no decorrer do processo para suportar a formação de ácido tereftálico. Também são providos sistemas de digestão de coluna de bolhas estruturados para conduzir o método de digestão.

Description

CAMPO DA INVENÇÃO

[001] Esta invenção se refere a um a método para diferir oxidativamente partículas de ácido tereftálico em bruto para obter partículas de ácido tereftálico purificadas de pureza útil e distribuição de tamanho de partícula que seja economicamente eficaz, tenha custos de energia, custos capitais de equipamento, custos de manutenção e confiabilidade reduzidos e tenha superoxidação mínima ou ausente de solvente orgânico e compostos aromáticos em óxidos de carbono (CO e CO2), e ao aparelho para conduzir o método.

FUNDAMENTOS DA INVENÇÃO

[002] O ácido tereftálico é uma matéria-prima comercialmente importante para uma variedade de aplicações, cuja principal é a produção de tereftalato de polietileno (PET). PET é um plástico bem conhecido usado em grandes quantidades em todo o mundo para produzir produtos tais como garrafas, fibras e embalagens.

[003] O ácido tereftálico é convencionalmente produzido por oxidação em fase líquida de para-xileno. Em um processo de oxidação de fase líquida, uma corrente de alimentação de fase líquida e um oxidante de fase gasosa são introduzidos em um reator de oxidação primário e formam um meio de reação de múltiplas fases no reator. A corrente de alimentação de fase líquida introduzida no reator primário contém para-xileno, enquanto o oxidante de fase gasosa contém oxigênio molecular. Pelo menos uma porção do oxigênio molecular introduzido no reator primário como um gás se dissolve na fase líquida do meio de reação para fornecer disponibilidade de oxigênio para a reação de fase líquida. Se algumas porções da fase líquida do meio de reação de múltiplas fases contiverem uma concentração insuficiente de oxigênio molecular (isto é, se certas porções do meio de reação forem “privadas de oxigênio”), reações colaterais indesejáveis podem gerar impurezas e/ou as reações pretendidas podem ser retardadas em taxa. Se a fase líquida do meio de reação contiver pouquíssimo do composto oxidável, a taxa de reação pode ser indesejavelmente lenta em relação às reações de superoxidação. Ademais, se a fase líquida do meio de reação contiver uma concentração excessiva do composto oxidável, reações colaterais indesejáveis adicionais podem gerar impurezas.

[004] O solvente presente na fase líquida, de modo geral, compreende um ácido orgânico de baixo peso molecular, tal como ácido acético e água. Em sistemas de produção em que o solvente é reciclado, o solvente pode conter pequenas quantidades de impurezas, tal como, por exemplo, para-tolualdeído, tereftaldeído, 4-carboxibenzaldeído (4-CBA), ácido benzoico, ácido para-toluico, aldeído para-toluico (4-metilbenzaldeído), ácido alfa-bromo-para-toluico, ácido isoftálico, ácido ftálico, ácido trimelítico, poliaromáticos e/ou particulado suspenso.

[005] O sistema catalisador convencionalmente empregado na oxidação parcial de para-xileno é um catalisador homogêneo de fase líquida que compreende cobalto, bromo e manganês.

[006] O uso de reatores de coluna de bolhas para a reação de oxidação primária oferece muitas vantagens em relação aos reatores de tanque com agitação contínua convencionais e aos processos de oxidação que empregam reatores de coluna de bolhas são descritos, por exemplo, nos documentos n^ U.S. 7.355.068, U.S. 7.371.894, U.S. 7.568.361, U.S. 7.829.037, U.S. 7.910.769, U.S. 8.501.986, U.S. 8.685.334 e U.S. 8.790.601, cujo conteúdo está incorporado ao presente documento a título de referência. Os reatores de coluna de bolhas fornecem agitação do meio de reação sem exigir equipamento mecânico dispendioso e instável. Os reatores de coluna de bolhas tipicamente incluem uma zona de reação ereta alongada dentro da qual o meio de reação está contido. A agitação do meio de reação na zona de reação é fornecida principalmente pela flutuabilidade natural das bolhas de gás que aumentam através da fase líquida do meio de reação. Essa agitação por flutuabilidade natural fornecida nos reatores de coluna de bolhas reduz os custos de energia pública, capital e manutenção relacionados aos reatores agitados mecanicamente. Ademais, a ausência substancial de partes mecânicas móveis associadas aos reatores de coluna de bolhas fornece um sistema de oxidação que é menos propenso à falha mecânica em comparação com reatores agitados mecanicamente.

[007] Na oxidação parcial de fase líquida de para-xileno, o produto retirado do reator de oxidação primária é tipicamente uma pasta fluida que compreende uma fase sólida particulada de ácido tereftálico em bruto (CTA) e um licor-mãe. O CTA contém níveis relativamente altos de impurezas (por exemplo, 4-carboxibenzaldeído, ácido para-toluico, fluorenonas e outros corpos coloridos) que tomam o mesmo inadequado como uma matéria-prima para a produção de PET. Assim, o CTA é tipicamente submetido a um processo de purificação que converte as partículas de CTA em partículas de ácido tereftálico purificado (PTA) que podem ser adequadas para a produção de tereftalato de polietileno. Na prática comercial recente, a purificação adicional de CTA é frequentemente por um processo de hidrogenação ou um processo de digestão oxidativa.

[008] Um processo de hidrogenação convencional para converter CTA em PTA pode incluir as seguintes etapas: (1) substituir o licor-mãe da pasta fluida contendo CTA por água, (2) aquecer a pasta fluida de CTA/água para dissolver o CTA em água, (3) hidrogenar cataliticamente a solução de CTA/água para converter as impurezas em compostos mais desejáveis e/ou facilmente separáveis, (4) precipitar seletivamente o ácido tereftálico da solução hidrogenada por meio de múltiplas etapas de cristalização e (5) separar o PTA cristalizado dos líquidos remanescentes. Embora eficaz, esse tipo de processo de purificação convencional pode ser muito dispendioso. Os fatores individuais que contribuem para o alto custo de métodos de purificação de CTA convencionais incluem, por exemplo, a energia térmica necessária para promover a dissolução do CTA em água, o catalisador necessário para a hidrogenação, a corrente de hidrogênio necessária para a hidrogenação, a perda de rendimento causada pela hidrogenação de parte do ácido tereftálico e os múltiplos vasos necessários para cristalização de múltiplas etapas.

[009] Altemativamente, o CTA pode ser convertido em PTA em uma série de reatores de oxidação adicionais comumente denominados “digestores”. Tipicamente, em tal sistema, uma pasta fluida inicial de partículas de CTA em um licor-mãe de reação de oxidação inicial pode conter de cerca de 10 a cerca de 50 por cento em peso de partículas de CTA sólido, com o saldo sendo licor-mãe líquido. As partículas de CTA sólido presentes na pasta fluida inicial retirada do reator de oxidação primária podem conter de cerca de 400 ppm-p a cerca de 15.000 ppm-p de 4-carboxibenzaldeído (4- CBA). O sistema de reator de oxidação inicial pode incluir tanto um reator de oxidação primária que fornece principalmente oxidação da maior parte do composto oxidável de fase líquida como opcionalmente pelo menos um reator de oxidação secundária que fornece principalmente conversão de polimento de composto oxidável de fase líquida antes de entrar nos digestores.

[0010] Tipicamente, a pasta fluida de CTA retirada do sistema de reator de oxidação inicial é transferida para um sistema de unidades do digestor em que reação de oxidação adicional é conduzida em temperaturas ligeiramente mais altas que foram usadas nos reatores de oxidação primário e secundário opcional. Opcionalmente, a pasta fluida de partículas de CTA pode ser submetida a uma etapa de substituição de solvente antes de prosseguir para as unidades do digester, de modo que o solvente substituído tenha concentrações reduzidas de impurezas aromáticas e/ou concentrações alteradas de catalisador e água que são reajustadas para serem mais adequadas à catálise de oxidação nas unidades do digester. Opcionalmente, a fração de massa de sólidos na pasta fluida de CTA pode ser também ajustada, com ou sem substituição de solvente, antes de entrar nas unidades do digester.

[0011] As partículas de CTA obtidas por precipitação relativamente rápida e heterogênea no reator de oxidação primária tipicamente têm um grau relativamente grande de imperfeições cristalinas, incluindo alta porosidade, alta área superficial e tamanho de partícula pequeno e não uniforme, e o CTA seco tipicamente exibe uma densidade aparente mais baixa que o CTA obtido em oxidações CSTR. Adicionalmente, as partículas de CTA precipitadas de modo relativamente rápido compreendem concentrações de superequilíbrio de muitas das impurezas de oxidação, incluindo espécies poliaromáticas acopladas e intermediários de oxidação incompleta. Os intermediários de oxidação incompleta, tal como 4-CBA e ácido para-toluico são particularmente problemáticos visto que ocorrem tipicamente em concentrações de algumas centenas a diversas centenas de partes por milhão em peso. Em contraste, o uso do PTA na formação de polímeros de condensação, tal como PET, exige concentrações de terminadores de cadeia polimérica de ácido monocarboxílico tão baixas quanto possível, com 300 partes por milhão sendo um limite superior típico para a soma de todos os ácidos monocarboxílicos em PTA.

[0012] Mais preferencialmente, a pasta fluida de CTA da oxidação primária é tratada em um BCR de oxidação secundária antes de ser alimentada à digestão. O objetivo principal dessa oxidação secundária, que também é denominada Pós-Oxidação ou Digestão Oxidativa Precoce como no documento n- U.S. 7.393.973, é oxidar uma fração substancial dos intermediários de oxidação aromática de fase líquida da oxidação primária continuamente em TPA antes de entrar nas condições de oxidação mais extremas de digestão. Isso fornece uma redução útil na quantidade total de superoxidação em óxidos de carbono incorrida subsequentemente à oxidação primária.

[0013] A fim de tomar as impurezas intermediárias de oxidação precipitadas disponíveis para oxidação na série de digestores, as partículas são expostas a temperaturas mais altas que na oxidação primária para dissolver pelo menos parcialmente as partículas de CTA e expor as impurezas à oxidação de fase líquida que compreende oxigênio molecular adicional injetado no digestor. A alta área superficial, as imperfeições cristalinas e as concentrações de impureza de superequilíbrio das partículas de CTA pequenas são favoráveis, tanto cinética como termodinamicamente, para dissolução parcial e recristalização contínua do ácido tereftálico quando a temperatura da pasta de CTA é aumentada moderadamente acima da temperatura em que o CTA foi formado na oxidação primária.

[0014] A oxidação adicional conduzida do sistema digestor se destina a reduzir a concentração de 4-CBA nas partículas de CTA. A temperatura de digestão pode ser de 5 °C a cerca de 90 °C mais alta que a temperatura de oxidação primária e tipicamente pode ser de cerca de 150 °C a cerca de 280 °C. O produto purificado da digestão oxidativa pode ser cristalizado e coletado em uma ou mais unidades de cristalizado e recristalização.

[0015] Em um segundo efeito do processo de digestão, as partículas de ácido tereftálico podem sofrer amadurecimento de Ostwald, que tende a fornecer partículas maiores que têm uma distribuição de tamanho de partícula restrita em comparação com as partículas de CTA na corrente de saída da oxidação primária.

[0016] Em um terceiro efeito do processo de digestão, as partículas de ácido tereftálico recristalizadas compreendem concentrações reduzidas de muitas das impurezas que são resistentes à correção oxidativa catalítica para formar ácido tereftálico, impurezas tais como espécies de ácido carboxílico poliaromático, notavelmente incluindo espécies coloridas, tal como 2,6-DCF e 2,7-DCF, entre outros. Essa redução é causada por uma aproximação maior à distribuição de equilíbrio das impurezas resistentes à oxidação entre as fases sólida e líquida, resultante tanto da temperatura de operação mais quente que na oxidação inicial como também do tempo de recristalização estendido durante o processo de digestão. A redução em concentração de fase sólida de impurezas resistentes à oxidação é adicionalmente aumentada se a etapa de substituição de solvente opcional tiver usado um solvente relativamente mais puro, tal como, por exemplo, ácido acético aquoso destilado de um processo de desidratação de solvente usado para remover a água produzida por oxidação do para-xileno.

[0017] Os digestores de coluna de bolhas (BCR) fornecem as vantagens mecânicas descritas para os reatores de oxidação de coluna de bolhas. Entretanto, quando os múltiplos BCRs convencionais em série ou em paralelo são empregados, isso leva a uma grande área de projeção de planta de produção assim como sistemas encanamentos complexos para suprir e controlar as múltiplas colunas. Adicionalmente, o projeto de um processo de digestão de CTA e aparelho de BCR é, entretanto, apresentado com várias dificuldades de projeto diferentes dos BCRs de oxidação inicial enquanto atinge os objetivos de processo benéficos para digestão.

[0018] Diversos desses objetivos de processo de digestão são abordados no documento ne U.S. 7.393.973, cujo conteúdo está incorporado ao presente documento a título de referência. São de importância específica para a presente invenção as faixas preferenciais de distribuição de tempo de permanência (RTD) para as fases líquida e sólida que são úteis para fornecer os objetivos de processo concorrentes próximos à entrada de sólidos e próximos à saída de sólidos, um meio para reduzir a curto-circuitagem de sólidos de alimentação de entrada para a saída de sólidos e um meio para controlar a superoxidação em óxidos de carbono enquanto, todavia, se atinge a oxidação desejada de intermediários de oxidação parcial continuamente em TPA de produto.

[0019] Conforme descrito no documento n- U.S. 7.393.973, a taxa de dissolução de sólidos é particularmente rápida próximo à entrada de sólidos na digestão devido à concentração local de uma fração maior de partículas menores obtidas a partir da oxidação inicial sob as condições de coluna de bolhas descrita. Consequentemente, próximo à entrada de sólidos em contraste a próximo à saída de sólidos, há uma necessidade local de uma taxa de suprimento maior de oxigênio dissolvido da fase gasosa para a fase líquida devido à taxa mais rápida de dissolução de intermediários de oxidação, por exemplo, 4-CBA e ácido para-toluico, da fase sólida. Uma dificuldade proximamente relacionada na proximidade da entrada de sólidos é a necessidade de uma combinação apta de diluição de mistura líquida e oxidação concorrente de modo que a concentração permanente de intermediários de oxidação de fase líquida, por exemplo, 4-CBA e ácido para- toluico, seja mantida suficientemente baixa para impedir reprecipitação demasiada nas partículas maiores, mais termodinâmica e cineticamente estáveis de PTA que estão sendo formadas. Em combinação, essas dificuldades recomendam um grau maior para mistura e/ou aeração de pasta fluida local na região de entrada de sólidos do digestor em contraste com a região de saída de sólidos a fim de diluir os jatos de intermediários de oxidação aromáticos dissolventes e para fornecer a taxa de suprimento local necessária de oxigênio molecular dissolvido. A taxa de suprimento local para oxigênio dissolvido pode ser fornecida por várias combinações de fração molar maior de oxigênio molecular gasoso e aeração maior para coeficiente de transferência de massa de interfase aprimorado, comumente denotado como o produto “kLa” de um efeito de transferência de filme de interfase “kL” e uma propriedade de área interfacial “a”.

[0020] Outra dificuldade do processo de digestão descrito no documento n- U.S. 7.393.973 é a necessidade de limitar a passagem em curto- circuito de sólidos alimentados a partir da oxidação inicial a partir de sua localização de entrada na digestão até a saída de sólidos da digestão. As partículas em curto-circuito carregaram com as mesmas uma concentração maior que a desejada de intermediários de oxidação de fase sólida, distorcendo, assim, para cima indesejavelmente a composição média pesada de intermediários de oxidação, por exemplo, 4-CBA, em todos os sólidos que saem. Adicionalmente, as partículas em curto-circuito também ampliarão indesejavelmente a distribuição de tamanho de partícula e reduzirão os tamanhos médios de partícula computados de modo variável para o PTA sólido que sai do processo de digestão; e isso afeta adversamente em graus variáveis a filtração, lavagem, secagem e manuseio a granel de produto de PTA em pó.

[0021] Em relação à dificuldade de equilibrar nos digestores entre a oxidação desejável de intermediários de oxidação aromática contra superoxidação de ácidos carboxílicos, por exemplo, ácido acético e TPA, para formar óxidos de carbono, a invenção do documento n- U.S. 7.393.973 descreve que “o estágio posterior de digestão oxidativa é executado sob condições de “privação de oxigênio”, em que uma concentração muito baixa de oxigênio molecular está presente no efluente gasoso”. Isso é também combinado com um diferencial de temperatura em que a temperatura do estágio posterior é maior que o estágio anterior. Ainda de acordo com esta invenção, “...oxigênio molecular é suprido à digestão em múltiplas elevações...” e “... as elevações separadas para suprir oxigênio molecular à digestão compreendem pelo menos uma abertura na metade superior do meio de reação de digestão e pelo menos uma abertura na metade inferior do meio de reação de digestão”.

[0022] Múltiplas configurações de unidade de digestor são descritas no documento n- U.S. 7.393.973. Entretanto, um sistema digestor com base apenas em tecnologia de coluna de bolhas não é descrito. Conforme observado anteriormente no presente documento, os reatores de coluna de bolhas (BCRs) oferecem eficiências mecânicas e de custo em comparação com os reatores mecanicamente agitados que têm alto custo de capital, alto custo de operação e altos requisitos de operação e manutenção.

[0023] O documento n- CN 202700501 descreve um processo de TPA em que a “oxidação profunda” (digestão) é conduzida em um ou mais BCRs. Após a oxidação primária em um reator de oxidação de coluna de bolha, a pasta fluida de reação de oxidação é conduzida através de um “barril de descarga” de diâmetro menor em que o processo de oxidação primária continua. A pasta fluida de oxidação primária é transferida do barril de descarga para uma porção média de um primeiro “reator de oxidação profunda” de coluna de bolhas que é aumentado com um gás contendo oxigênio no fundo do BCR. Em uma modalidade, apenas um reator de oxidação profunda é empregado. Em uma segunda modalidade, a pasta fluida tomada do fundo do primeiro reator de oxidação profunda é conduzida para uma porção média de um segundo reator de oxidação profunda que tem também uma saída de ar no fundo. O gás de escape do primeiro de reator de oxidação profunda é canalizado até próximo ao fundo do segundo reator de oxidação profunda e é a fonte de gás contendo oxigênio para o segundo reator de oxidação profunda. Em ambas as modalidades, a gás de saída do reator de oxidação primária é usada para diluir o ar ambiente antes da compressão e alimentação ao primeiro reator de oxidação profunda. Embora uma razão de volume específica para os BCRs de oxidação profunda de 70 a 80% em comparação com o BCR de “oxidação” (oxidante primário) juntamente com uma razão entre comprimento e diâmetro na faixa de 5 a 8 seja descrita, não há descrição de oxidante primário ou dos vasos de BCR de oxidação primária e seus volumes em relação às taxas de fluxo de líquido e sólido. Além disso, não há descrição de uma razão adequada do fluxo de oxigênio molecular, fração molar de oxigênio molecular ou fluxo de compostos gasosos totais compreendidos na combinação de reciclagem de gás de saída mais ar ambiente em comparação com fluxos de pasta fluida de CTA ou diâmetros de vaso nos BCRs de oxidação profunda. Essa taxas de fluxo de gás e frações de oxigênio molecular fornecidas aos reatores de oxidação profunda são essenciais para controlar os requisitos de energia, a hidrodinâmica de mistura e transferência de massa, as reações químicas desejáveis que compreendem reações de oxidação de fase líquida de ácido para-toluico e 4-CBA para formar ácido tereftálico, os ácidos carboxílicos residuais de reações de queima de carbono em CO e CO2, a sedimentação de partículas sólidas crescentes na ausência de agitação mecânica e a distribuição de tempo de permanência dos sólidos dentro dos BCRs de oxidação profunda. Em resumo, o documento n- CN 202700501 fornece descrição insuficiente de recursos essenciais para escalonamento e projeto de BCRs trifásicos para conversão eficaz por digestão de CTA em PTA.

[0024] Assim, há uma necessidade de um método de digestão e um reator estruturado de modo correspondente para pastas fluidas de CTA obtidas em uma oxidação inicial de para-xileno em unidades de coluna de bolhas que é eficaz, com custo reduzido em requisito de instalação de capital, manutenção mecânica, utilidades de processo, perdas de matéria-prima e simples em projeto para conduzir a oxidação digestiva e produzir PTA de boa qualidade.

SUMÁRIO DA INVENÇÃO

[0025] Portanto, é um objetivo da presente invenção fornecer um método para efetiva e eficaz de partículas de CTA que fornece ácido tereftálico em um nível de qualidade necessário para a produção de PET.

[0026] É também um objetivo da presente invenção fornecer uma estrutura de sistema de digestão em que CTA é convertido em ácido tereftálico em um nível de qualidade necessário para a produção de PET.

[0027] Esses e outros objetivos são fornecidos pela primeira modalidade da presente invenção, a qual inclui um método para purificação de ácido tereftálico em bruto que compreende: a) obter uma pasta fluida de partículas de ácido tereftálico em bruto, compreendendo ácido tereftálico, 4-carboxibenzaldeído e ácido p- toluico em um solvente líquido compreendendo ácido acético aquoso e um sistema catalisador compreendendo pelo menos um composto de metal pesado; b) alimentar a pasta fluida de ácido tereftálico em bruto a uma primeira zona de digestão de um sistema de coluna de bolhas que é substancialmente livre de agitação mecânica; c) aquecer a pasta fluida de ácido tereftálico em bruto a uma temperatura de a partir de cerca de 150 °C a cerca de 280 °C antes de entrar para a primeira zona de digestão ou quando dentro da primeira zona de digestão; d) suprir um gás compreendendo oxigênio à primeira zona de digestão onde a velocidade superficial do gás aumentando próximo ao topo da primeira zona de digestão é em uma faixa de a partir de cerca de 0,1 cm/s a cerca de 8 cm/s; e) pelo menos parcialmente dissolver partículas de ácido tereftálico em bruto no ácido acético liberando assim pelo menos algum 4- carboxibenzaldeído e ácido p-toluico das partículas e expondo o 4- carboxibenzaldeído e ácido p-toluico dissolvidos ao oxigênio para efetuar oxidação para ácido tereftálico, e para obter uma pasta fluida de digestor de primeiro estágio; f) passar a pasta fluida de digestor de primeiro estágio para uma segunda zona de digestão que é opcionalmente localizada verticalmente abaixo da primeira zona de digestão e é substancialmente livre de agitação mecânica; g) suprir um gás compreendendo oxigênio para uma porção inferior da segunda zona de digestão; em que uma taxa de suprimento do gás à segunda zona de digestão é menor que a taxa de suprimento para a primeira zona de digestão; e h) dissolver e liberar 4-carboxibenzaldeído e ácido p-toluico adicionais das partículas e expor o 4-carboxibenzaldeído e ácido p-toluico dissolvidos ao oxigênio para efetuar oxidação adicional para ácido tereftálico, e para obter uma pasta fluida de digestor de segundo estágio; i) opcionalmente, mover a pasta fluida de digestor de segundo estágio através de uma ou mais zonas de digestão adicionais estruturadas similares à segunda zona de digestão e opcionalmente verticalmente abaixo da segunda zona de digestão; j) remover a pasta fluida de cristal de ácido tereftálico resultante da última zona de digestão; e k) isolar as partículas de cristal de ácido tereftálico obtidas. Em uma segunda modalidade, a presente invenção inclui um sistema de digestão oxidativo que compreende: uma série de pelo menos duas zonas de digestão oxidativas arranjadas em pelo menos um reator de coluna de bolhas; pelo menos uma entrada de reagente localizada em uma porção inferior da primeira zona de digestão; entradas de suprimento de gás oxigênio para a primeira zona de digestão e pelo menos uma zona em série após a primeira zona; cada suprimento de gás oxigênio compreende uma unidade de distribuidor de gás que alimenta o gás oxigênio na zona como um fluxo borbulhante; uma saída de pasta fluida de produto no fundo da pelo menos uma coluna de bolhas.

[0028] Em uma modalidade preferencial, a presente invenção inclui um sistema de digestão oxidativo que compreende: uma série de pelo menos duas zonas de digestão oxidativas arranjadas verticalmente em um reator de coluna de bolhas; pelo menos uma entrada de reagente localizada em uma porção inferior da primeira zona de digestão mais superior; entradas de suprimento de gás oxigênio para a primeira zona de digestão mais superior e pelo menos uma zona em série verticalmente abaixo da primeira zona mais superior; pelo menos um defletor horizontal localizado entre a primeira zona mais superior e a segunda zona verticalmente abaixo; pelo menos um defletor horizontal localizado entre cada zona verticalmente adjacente respectiva quando mais que uma zona está presente abaixo da primeira zona mais superior; uma saída de pasta fluida de produto no fundo da pelo menos uma coluna de bolhas. em que cada suprimento de gás oxigênio compreende uma unidade de distribuidor de gás que alimenta o gás oxigênio na zona como um fluxo borbulhante, e cada defletor horizontal compreende uma bandeja tendo múltiplas superfícies inclinadas em formato invertido com múltiplas áreas abertas. Em uma terceira modalidade, a presente invenção fornece um sistema de digestão de coluna de bolhas que compreende: uma primeira unidade de BCR, estruturada para fluxo de convecção; e pelo menos uma unidade de BCR estruturada para fluxo de tampão em série seguindo a primeira unidade de BCR; em que a primeira unidade de BCR compreende: uma entrada de pasta fluida em uma posição vertical da coluna; uma entrada de gás contendo oxigênio abaixo da entrada de pasta fluida; uma saída de pasta fluida em um fundo da coluna; uma saída de gás de escape em um topo da coluna equipada com um monitor de teor de oxigênio; e opcionalmente, um defletor horizontal entre a entrada de gás e a saída de pasta fluida; e em que a pelo menos uma segunda unidade de BCR compreende: de 1 a 5 zonas horizontalmente segregadas, cada zona opcionalmente equipada com uma entrada de gás oxigênio; defletores horizontais entre cada zona; uma entrada de pasta fluida em uma zona mais alta; e uma saída de pasta fluida em um fundo da unidade de BCR; em que pelo menos uma zona é equipada com uma entrada de gás oxigênio.

[0029] Em modalidades preferenciais da presente invenção, os sistemas de digestão oxidativos de acordo com as modalidades acima são livres de agitação mecânica.

[0030] A descrição anterior se destina a fornecer uma introdução geral e um sumário da presente invenção e não se destina a ser limitantes em sua revelação a não ser que explicitamente determinado de outro modo. As modalidades preferenciais no presente documento, juntamente com outras vantagens, serão mais bem entendidas por referência à descrição detalhada a seguir em conjunto com os desenhos anexos.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0031] A Figura 1 é um desenho esquemático de um sistema de oxidação de para-xileno que inclui uma unidade de oxidação de digestor de acordo com uma modalidade da presente invenção.

[0032] A Figura 2 é um desenho esquemático de uma unidade de oxidação de digestor de acordo com uma modalidade opcional em que dois BCRs separados são usados em fluxo em série na fase de pasta fluida com um suprimento de alimentação fresco de oxigênio molecular a cada BCR.

[0033] A Figura 3 é um desenho esquemático de uma unidade de oxidação de digestor de acordo com uma modalidade da invenção que tem zonas inferiores de diâmetro menor que a zona mais superior.

[0034] A Figura 4A é um diagrama esquemático de uma disposição dos defletores a partir de uma perspectiva horizontal de acordo com uma modalidade da presente invenção.

[0035] A Figura 4B é um diagrama esquemático de um defletor de 4A a partir de uma perspectiva vertical.

[0036] A Figura 5A é um diagrama esquemático de outro defletor a partir de uma perspectiva horizontal de acordo com uma modalidade da presente invenção.

[0037] A Figura 5B é um diagrama esquemático do defletor de 5A a partir de uma perspectiva vertical.

[0038] A Figura 6 é um desenho esquemático de uma unidade de defletor de cone invertido para uma entrada de alimentação de pasta fluida de acordo com uma modalidade da presente invenção.

Descrição Detalhada das Modalidades Preferenciais

[0039] Na descrição da presente invenção, os termos “um”, “uma” e “o”, “a” significam um ou mais. O termo “e/ou”, quando usado em uma lista de dois ou mais itens, significa que qualquer um dos itens listados pode ser empregado por si só ou qualquer combinação de dois ou mais dos itens listados pode ser aplicada. Por exemplo, se uma composição for descrita como contendo os componentes A, B e/ou C, a composição pode conter A por si só; B por si só; C por si só; A e B em combinação; A e C em combinação; B e C em combinação; ou A, B e C em combinação. Os termos “que compreende”, “compreende” e “compreender” são termos de transição abertos usados para transição de um sujeito citado antes do termo para um ou mais elementos citados após o termo, em que o elemento ou elementos listados antes do termo de transição não são necessariamente os únicos elementos que constituem o sujeito. Os termos “que tem”, “tem” e “ter” assim como os termos “que inclui”, “inclui” e “incluir” têm o mesmo significado aberto que “que compreende”, “compreende” e “compreender” fornecidos acima.

[0040] Conforme usado no presente documento, retenção de gás, retenção de bolha, fração de gás e fração de bolhas de um meio de reação aerado todos significam o mesmo e são simplesmente a fração de volume de um meio de múltiplas fases que está no estado gasoso. As unidades são sem dimensão, sendo os metros cúbicos divididos por metros cúbicos, por exemplo, ou podem ser determinadas como porcentagem em volume. Conforme usado no presente documento, a velocidade superficial do gás é a taxa de fluxo volumétrica de componentes de um meio de múltiplas fases que estão no estado gasoso dividido pela área em corte transversal do conduto ou vaso através do qual esses componentes gasosos estão fluindo. As unidades de velocidade superficial do gás são metros cúbicos por segundo divididos por metros quadrados, resultando em metros por segundo, por exemplo. A velocidade superficial de pasta fluida, a velocidade superficial do líquido e a velocidade superficial do solido são similarmente definidas substituindo a taxa de fluxo volumétrica de componente gasoso por taxa de fluxo volumétrica de pasta fluida, taxa de fluxo volumétrica de líquido e taxa de fluxo volumétrica de sólido, respectivamente. É importante observar que a velocidade superficial do gás é um valor computado e não necessariamente representa a velocidade espacial real de qualquer bolha ou outra alíquota de componente gasoso. Declarações similares se aplicam às outras velocidades superficiais. E importante observar que as velocidades superficiais do líquido e do sólido podem ser diferentes uma da outra e, por sua vez, diferentes da velocidade superficial da pasta fluida quando os efeitos de diferença de densidade entre líquido e sólido e força gravitacional são relativamente maiores em comparação com a turbulência líquida convectiva prevalecente, isto é, quando há sedimentação de sólidos significativa devido à turbulência de fase líquida reduzida e/ou devido aos tamanhos de partículas aumentados da fase sólida. Conforme usado no presente documento, ar significa qualquer mistura gasosa que compreende oxigênio molecular em qualquer fração molar, a não ser que outra modificação explícita seja fornecida, tal como ar ambiente, ar ambiente comprimido e ar ambiente mais gás de saída recicladas, entre outros.

[0041] Quando faixas numéricas são fornecidas para quantificar certos parâmetros relacionados à invenção, se deve entender que tais faixas devem ser interpretadas como fornecendo suporte literal para as limitações de reivindicação que apenas mencionam o menor valor da faixa assim como as limitações de reivindicação que apenas mencionam o maior valor da faixa. Os valores expressos também incluem faixas e subfaixas dentro dos valores- limite determinados.

[0042] De acordo com a presente invenção, uma pasta fluida de ácido tereftálico em bruto (CTA) obtida por meio de uma operação de oxidação primária, tal como descrito nos documentos U.S. 7.355.068, U.S. 7.393.973, U.S. 7.829.037, U.S. 7.910.769, U.S. 8.501.986, U.S. 8.685.334 e U.S. 8.790.601 é tratada e uma unidade de digestão de estrutura de coluna que compreende uma série de zonas arranjadas verticalmente. A pasta fluida de CTA contém partículas de ácido tereftálico em bruto, que compreende ácido tereftálico, 4-carboxi-benzaldeído, ácido p-toluico em um meio de ácido acético conforme anteriormente descrito. Para digestão, a temperatura da pasta fluida de CTA obtida a partir do sistema de oxidação primária é aumentada até um valor de pelo menos 5 °C a cerca de 90 °C maus alto, de preferência, de cerca de 10 °C a cerca de 60 °C mais alto e, mais preferencialmente, de cerca de 15 °C a cerca de 40 °C mais alto que a temperatura da pasta fluida que entra a partir da oxidação inicial. A temperatura da pasta fluida que deixa a oxidação inicial pode estar na faixa de cerca de 125 °C a cerca de 200 °C, de preferência, de cerca de 140 °C a cerca de 185 °C, mais preferencialmente, de cerca de 150 °C a cerca de 175 °C. Assim, a temperatura da pasta fluida em um estágio de digestão está na faixa de cerca de 150 °C a cerca de 280 °C, de preferência, de cerca de 160 °C a cerca de 240° C e, mais preferencialmente, de 170 °C a 210 °C. Esse aumento em temperatura pode ser realizado em uma unidade de aquecimento localizada antes da unidade de digestão ou por qualquer método adequado para aumentar a temperatura de uma pasta fluida de partículas em uma mistura de ácido acético aquoso.

[0043] A temperatura aumentada na digestão tipicamente compreende uma pressão de sobrecarga maior que na oxidação primária e secundária a fim de controlar a evaporação do solvente nas zonas de digestão. A pressão de gás de saída de sobrecarga de pelo menos uma zona de digestão em relação à pressão de gás de saída de sobrecarga da oxidação primária está na faixa de cerca da mesma a cerca de 4 MPa maior, de preferência, de cerca de 0,5 MPa maior a 3 MPa maior e, com máxima preferência, de cerca de 1 MPa maior a cerca de 2 MPa maior. De preferência, a pressão de exalação de gás de sobrecarga de pelo menos uma zona de digestão está na faixa de cerca de 0,4 MPa a cerca de 8 MPa, de cerca de 0,5 MPa a cerca de 4 MPa, ou de 1 MPa a 2 MPa.

[0044] Os presentes inventores constataram que é possível alimentar a pasta fluida de uma posição de pressão manométrica menor em uma elevação superior no BCR oxidante primário em uma posição de pressão manométrica maior localizada em uma elevação mais baixa no BCR oxidante secundário sem usar meios de bombeamento mecânico ou qualquer energia de fluxo suplementar, tal como um edutor e a despeito da densidade tipicamente maior de meio de reação no BCR oxidante secundário. Além disso, os inventores constataram que alimentar pasta fluida de CTA de um oxidante primário a uma elevação mais baixa do BCR oxidante secundário é surpreendentemente benéfico para otimizar os objetivos de conversão aumentada de intermediários aromáticos de fase líquida com formação reduzida de compostos poliaromáticos acoplados e coloridos simultaneamente com reações de superoxidação reduzidas que formam óxidos de carbono.

[0045] A transferência de pressão manométrica menor para pressão manométrica maior é, de preferência, realizada segregando-se meio de reação aerado extraído de uma elevação superior de um oxidante primário e desaerando-se o mesmo para formar uma pasta fluida substancialmente desaerada. Mais preferencialmente, a desaeração de meio de reação é realizada em uma quantidade de tempo mínima de acordo com as descrições do documento n- U.S. 7.371.894, minimizando, assim, a formação de impurezas aromáticas que compreendem impurezas poliaromáticas e coloridas. Um vaso de desaeração interno ou externo é preferencial. Mais preferencialmente, o vaso de desaeração para o meio de reação é externo ao oxidante primário.

[0046] A pasta fluida desaerada extraída de uma porção inferior do vaso de desaeração tem uma densidade aparente e carga de elevação por metro de altura maiores que a pasta fluida aerada nos BCRs oxidantes primário e secundário. Consequentemente, um conduto conector de uma porção inferior do vaso de desaeração pode fluir por força gravitational apenas para qualquer elevação inferior dos BCRs oxidantes primário ou secundário quando estão operando em uma condição aerada. Essencialmente, o gás e vapores de solvente que sobem no BCR oxidante primário expandiram o meio de reação em um bombeamento do tipo elevação de gás, embora a pasta fluida retida dentro do BCR oxidante primário esteja continuamente caindo de volta através do aumento de gás de acordo com a força da gravidade que interage com as forças de tensão superficial e viscosa, entre outras.

[0047] Entretanto, como uma matéria prática de controle de processo, é útil e preferencial ter certas relações entre a elevação da base do vaso de desaeração que sai do oxidante primário, a elevação do topo do meio de reação aerado no oxidante secundário, a elevação em que a aeração é primeiramente fornecida dentro do BCR oxidante secundário e o grau de aeração dentro do BCR oxidante secundário. Isso é para garantir que fluxo de pasta fluida suficiente possa ser conduzida com os condutos e elementos de controle de fluxo de tamanho comercialmente razoável.

[0048] É preferencial que a retenção de gás no BCR oxidante secundário seja pelo menos cerca de 14, mais preferencialmente, pelo menos cerca de 20, ainda mais preferencialmente, pelo menos cerca de 26, com máxima preferência, pelo menos cerca de 32 por cento em volume em condições normais de operação de vários fluxos, pressões, temperaturas e níveis dentro dos BCRs primário e secundário. Além das considerações para suportar fluxo suficiente e controle de pasta fluida extraída da elevação superior do BCR oxidante primário, esse grau de aeração é útil para suportar a transferência de massa de gás para líquido para suprir oxigênio molecular dissolvido no BCR oxidante secundário. E preferencial atingir essa retenção de gás com o uso de velocidades superficiais do gás de pelo menos cerca de 0,04, mais preferencialmente, pelo menos cerca de 0,08, ainda mais preferencialmente, pelo menos cerca de 0,12, com máxima preferência, pelo menos cerca de 0,16 metros por segundo medidos ou calculados na elevação de altura média, elevação de um quarto de altura e elevação de um terço de altura de BCR. Essa velocidade superficial é calculada com o uso do fluxo volumétrico de todos os componentes gasosos aumentando, tanto gases verdadeiros, por exemplo, O2, N2, Ar, CO, CO2 e similares, e vapores de líquido evaporados, por exemplo, vapor de ácido acético, vapor d'água e similares, dividido pela área de corte transversal do BCR na elevação considerada.

[0049] É preferencial que pelo menos cerca de 25, mais preferencialmente, pelo menos cerca de 50, ainda mais preferencialmente, pelo menos cerca de 75, com máxima preferência, pelo menos cerca de 100 por cento da pasta fluida alimentada ao BCR oxidante secundário sejam retirados do BCR oxidante primário em uma elevação que está pelo menos cerca de 12, mais preferencialmente, pelo menos cerca de 18, ainda mais preferencialmente, pelo menos cerca de 24, com máxima preferência, cerca de 30 metros acima da elevação mais baixa em que oxigênio molecular gasoso é suprido ao BCR oxidante primário.

[0050] É preferencial que pelo menos cerca de 25, mais preferencialmente, pelo menos cerca de 50, ainda mais preferencialmente, pelo menos cerca de 75, com máxima preferência, pelo menos cerca de 100 por cento em massa da pasta fluida retirada da elevação superior do BCR oxidante primário sejam supridos ao BCR oxidante secundário em uma elevação que é menos de cerca de 12, mais preferencialmente, menos de cerca de 8, ainda mais preferencialmente, menos de cerca de 4, com máxima preferência, menos de cerca de 2 metros acima da elevação mais baixa em que oxigênio molecular gasoso é suprido ao BCR oxidante secundário.

[0051] É preferencial que o nível normal de operação do BCR oxidante secundário esteja menos de cerca de 45, mais preferencialmente, menos de cerca de 40, ainda mais preferencialmente, menos de cerca de 35, com máxima preferência, menos de cerca de 30 metros ou mais de cerca de 8, mais preferencialmente, mais de cerca de 12, ainda mais preferencialmente mais de cerca de 16, com máxima preferência, mais de cerca de 20 metros acima da elevação mais baixa em que oxigênio molecular gasoso é suprido ao BCR oxidante secundário.

[0052] É preferencial que a linha tangente à altura de linha tangente do BCR oxidante secundário esteja menos de cerca de 50, mais preferencialmente, menos de cerca de 45, ainda mais preferencialmente, menos de cerca de 40, com máxima preferência, menos de cerca de 35 metros ou mais de cerca de 10, mais preferencialmente, mais de cerca de 14, ainda mais preferencialmente mais de cerca de 18, com máxima preferência, mais de cerca de 22 metros.

[0053] É preferencial que a elevação mais baixa em que oxigênio molecular gasoso é suprido ao BCR oxidante secundário esteja menos de cerca de 16, mais preferencialmente, menos de cerca de 12, ainda mais preferencialmente, menos de cerca de 8, com máxima preferência, menos de cerca de 4 metros deslocado verticalmente em relação à elevação mais baixa em que oxigênio molecular gasoso é suprido ao BCR oxidante primário.

[0054] É preferencial selecionar uma combinação das faixas acima para nível normal de operação e retenção normal de gás dentro do BCR oxidante secundário de modo que a pressão manométrica no conduto de suprimento de pasta fluida na elevação mais alta de entrada de pasta fluida no oxidante secundário a partir do oxidante primário seja maior que a pressão dentro do BCR oxidante secundário na mesma elevação em pelo menos cerca de 30, de preferência, pelo menos cerca de 60, ainda mais preferencialmente, pelo menos cerca de 90, com máxima preferência, pelo menos cerca de 120 kPa quando o fluxo de pasta fluida é rapidamente interrompido, isto é, o diferencial de pressão entre o conduto de suprimento de pasta fluida e o interior do BCR oxidante secundário na elevação mais alta de entrada de pasta fluida medido ou calculado sem qualquer perda de pressão no conduto de suprimento relacionada a perdas de fluxo por atrito, perdas de pressão de carga cinética ou perdas de pressão de elemento de controle. O excesso de pressão manométrica estática no conduto de suprimento de pasta fluida em comparação com a pressão manométrica dentro do BCR oxidante secundário, ambas medidas na elevação mais alta em que a pasta fluida é suprida ao BCR oxidante secundário, está assim disponível para desenvolvimento de carga cinética, para perdas por atrito no conduto de pasta fluida e entrada no BCR oxidante secundário, e para elementos de controle para regular a taxa de fluxo de pasta fluida. A taxa de fluxo de pasta fluida do oxidante primário para o oxidante secundário é, de preferência, regulada em resposta a pelo menos uma medição de processo que compreende o nível de meio de reação aerado no BCR oxidante primário, o nível de meio de reação aerado no BCR oxidante secundário, a taxa de alimentação de massa ou volumétrica de para-xileno no oxidante primário e a taxa de fluxo de massa ou volumétrica de pasta fluida para dentro e/ou para fora do oxidante secundário.

[0055] Os benefícios surpreendentes de alimentar a pasta fluida do BCR oxidante primário até próximo à base do BCR oxidante secundário referem-se a correlacionar a região de maior taxa de suprimento de transferência de massa de gás para líquido de oxigênio molecular dissolvido com a região de maior demanda de oxigênio molecular dissolvido em combinação com fornecer uma maior separação axial de elevações de entrada e saída de pasta fluida. Por exemplo, quando a pasta fluida é alimentada em uma elevação média, talvez colocar a demanda de pico de oxigênio dissolvido mais próxima a um suprimento fresco de oxigênio molecular gasoso ou talvez permitir que a concentração de fase líquida de intermediários aromáticos dissolvidos se acentue para mais ou para menos para reduzir a taxa de demanda de pico de oxigênio molecular dissolvido, então, a concentração de intermediários aromáticos em uma saída de fundo de BCR é também indesejavelmente aumentada. Alimentando-se a pasta fluida e o suprimento gasoso de oxigênio molecular tanto próximo à base como, então, retirando-se a pasta fluida de próximo ao topo do BCR oxidante secundário, é possível atingir simultaneamente os benefícios de formação reduzida de impurezas poliaromáticas acopladas, necessidade reduzida de um excesso de oxigênio molecular próximo ao tipo do BCR oxidante secundário e conversão aumentada dos intermediários de oxidação parcial de fase líquida na pasta fluida que deixa o oxidante secundário. A conversão aumentada de intermediários de oxidação parcial de fase líquida pode fornecer uma queima de carbono reduzida na operação subsequente do digestor, particularmente quando a pasta fluida de CTA é alimentada diretamente à digestão evitando uma operação de troca de solvente. Consequentemente, é preferencial que pelo menos cerca de 25, mais preferencialmente, pelo menos cerca de 50, ainda mais preferencialmente, pelo menos cerca de 75, com máxima preferência, pelo menos cerca de 100% do suprimento de oxigênio molecular gasoso ao BCR oxidante secundário sejam alimentado dentro de 1, de preferência, dentro de 0,5, ainda mais preferencialmente, dentro de 0,25, com máxima preferência, dentro de 0,1 vez o diâmetro da porção cilíndrica principal e dentro de cerca de 0,64, mais preferencialmente, dentro de cerca de 0,32, ainda mais preferencialmente, dentro de cerca de 0,16, com máxima preferência, dentro de cerca de 0,08 metros da elevação mais baixa dentro do BCR oxidante secundário. Além disso, é preferencial que pelo menos cerca de 25, de preferência, pelo menos cerca de 50, ainda mais preferencialmente, dentro de cerca de 75, com máxima preferência, pelo menos cerca de 100% do suprimento de pasta fluida de CTA ao BCR oxidante secundário sejam alimentado dentro de 3, mais preferencialmente, dentro de 2, ainda mais preferencialmente, dentro de 1, com máxima preferência, dentro de 0,5 vez o diâmetro da porção cilíndrica principal e dentro de cerca de 6, mais preferencialmente, dentro de cerca de 4, ainda mais preferencialmente, dentro de cerca de 2, com máxima preferência, dentro de cerca de 1 metros da elevação mais baixa dentro do BCR oxidante secundário.

[0056] A conversão aumentada de intermediários de oxidação de fase líquida na saída de pasta fluida elevada é obtida devido ao fato de que o BCR oxidante secundário não é um vaso perfeitamente misturado em relação às constantes de tempo de transferência de massa e reação relevantes na oxidação parcial de para-xileno para formar TPA. Consequentemente, quando os pontos de entrada e saída para pasta fluida podem ser amplamente separados, a conversão de reação é aprimorada mesmo sem alterar o tamanho da coluna. É preferencial que as entradas e saídas de pasta fluida do BCR oxidante secundário estejam separadas verticalmente em pelo menos 8, mais preferencialmente, pelo menos cerca de 12, ainda mais preferencialmente, pelo menos cerca de 16, com máxima preferência, pelo menos cerca de 20 vezes o diâmetro máximo do BCR oxidante secundário. Adicionalmente, é preferencial que a saída de pasta fluida do BCR oxidante secundário esteja localizada a menos de cerca de 8, mais preferencialmente, menos de cerca de 6, ainda mais preferencialmente, menos de cerca de 4, com máxima preferência, menos de cerca de 2 vezes o diâmetro máximo da porção cilíndrica principal do vaso abaixo do nível de operação de tempo médio normal do meio de reação. A porção do volume de vaso que está acima do nível de operação de tempo médio pode ser usada para desprendimento de gás e/ou oscilações de nível em relação às respostas a perturbações de taxa de fluxo a montante e a jusante. Em uma modalidade preferencial da invenção, o nível de operação de tempo médio normal do meio de reação em um BCR oxidante secundário está localizado substancialmente na elevação de saída de pasta fluida, de modo que o vaso esteja operando em um modo de transbordamento de pasta fluida.

[0057] Entretanto, a divisão em estágios axial aumentada fornecida separando-se mais amplamente as posições de entrada e saída de pasta fluida e/ou tomando-se o volume do BCR oxidante secundário maior volume pode atingir uma situação de diminuição de retornos em oxidação de fase líquida em comparação com o que permanece nas partículas de fase sólida.

[0058] Para evitar conversão demasiada do ácido para-toluico de fase líquida, o volume do BCR oxidante secundário pode ser reduzido para fornecer uma redução em custos de capital e também em superoxidação em óxidos de carbono. Nessa situação, é frequentemente desejável reduzir o diâmetro interno do vaso “D”, de preferência à altura do vaso “H”, de modo que a razão H:D do BCR aumente e, assim, promova maior divisão em estágios para o volume de reação que permanece. Obviamente, a redução de volume aumentará a concentração de intermediários de oxidação de fase líquida que saem do BCR oxidante secundário, mas reduzir o volume do vaso reduzindo o diâmetro fornece um desvio muito mais atenuado em comparação com reduzir o volume reduzindo a altura. Consequentemente, é preferencial que a razão entre altura e diâmetro do meio de reação no BCR oxidante secundário esteja na faixa de pelo menos 6:1, mais preferencialmente, pelo menos 12:1, ainda mais preferencialmente, pelo menos 16:1, com máxima preferência, 20:1.

[0059] É também útil aumentar a divisão em estágios axial da oxidação de fase líquida no BCR oxidante secundário com o uso de pelo menos cerca de 1, 2, 4, 8 defletores “sem incrustação” de acordo com a descrição do documento n- U.S. 7.568.361. (Nota-se que por todo o restante do relatório descritivo, a listagem de múltiplos valores numéricos como na sentença anterior significa uma faixa aninhada de preferencial à máxima preferência). Isso se toma crescentemente importante em unidades de produção dimensionadas para taxas de produção maiores, e que uma razão H:D alta indica alturas absolutas excessivamente grandes. A adição de defletores sem incrustação pode sustentar um bom desempenho de divisão em estágios no BCR oxidante secundário mesmo com D crescente e H:D decrescente.

[0060] É, de modo geral, preferencial colocar a maior parte dos defletores acima do nível de sedimentação de sólidos que é realizado após a alimentação de oxigênio molecular fresco ser suspensa por pelo menos cerca de 2, 8, 16, 32 horas. Após os sólidos de CTA serem assentados e compactados, forças muito grandes podem ser impostas em um meio defletor quando a aeração é reiniciada rapidamente. Todavia, é possível fornecer defletores sem incrustação de integridade mecânica suficiente para suportar as forças de início de aeração mesmo com CTA bem assetado quando o projeto geral dos BCRs oxidantes primário e secundário e dos digestores indica que esse posicionamento de defletor é útil para reduzir a superoxidação em óxidos de carbono enquanto obtidas purezas alvo para PTA.

[0061] Para mitigar ou evitar as dificuldades acima com sólidos assentados durante uma interrupção, é também preferencial fornecer um conduto de drenagem de pasta fluida que leva do fundo ou muito próximo ao fundo do BCR oxidante secundário a uma saída de pressão reduzida. Mais preferencialmente, esse conduto de drenagem inferior se conecta à sucção das bombas usadas para alimentar pasta fluida ao sistema digestor. Entretanto, é preferencial que esse conduto alternativo seja completamente obstruído por uma válvula fechada durante operação normal do BCR oxidante secundário.

[0062] Uma situação similar com sedimentação interrompida ocorre no conduto que conduz pasta fluida desaerada do oxidante primário até próximo à base do BCR oxidante secundário. A situação operacional no conduto de pasta fluida de diâmetro menor é relativamente mais importante que nos BCRs de diâmetro maior. Sempre que a aeração é interrompida no BCR oxidante primário, o conduto delgado relativamente alto que leva do vaso de desaeração pode deixar de ser suprido com pasta fluida de elevação de gás até a elevação da drenagem lateral de pasta fluida e entrada de vaso de desaeração. Pouco depois disso, o fluxo de pasta fluida no conduto cessará quando a pressão se equilibrar com a entrada de pasta fluida de BCR oxidante secundário. Quando isso ocorre por pelo menos cerca de 2, 8, 16, 32 horas, é preferencial resfriar a pasta fluida remanescente no conduto de suprimento alimentando-se gás inerte próximo à elevação mais baixa do conduto. E preferencial alimentar gás suficiente para fornecer resfriamento evaporativo da pasta fluida remanescente em pelo menos cerca de 10, 20, 30, 40 °C abaixo da temperatura normal de operação, para que isso substancialmente retarde a ligação cimentícia dos sólidos de CTA. É mais preferencial drenar o conduto de suprimento através do oxidante secundário por seu conduto de saída de fundo, durante ou após a drenagem do BCR oxidante secundário. Opcionalmente, um conduto de drenagem é fornecido a partir de próximo à elevação mais baixa do conduto de suprimento de pasta fluida até a sucção das bombas usadas para alimentar pasta fluida ao sistema digestor, mas sem passar através do BCR oxidante secundário. Novamente, é preferencial que esse conduto de drenagem seja completamente obstruído por uma válvula fechada durante operação normal do BCR oxidante secundário.

[0063] Apesar de tais provisões para reiniciar a operação após interrupções ou paradas do processo, é preferencial que muitas modalidades da presente invenção sejam operadas de uma maneira de fluxos substancialmente suaves e contínuos.

[0064] De preferência, a concentração de tempo médio de ácido para- toluico na fase líquida da pasta fluida retirada do BCR oxidante secundário é menor que cerca de 50, 10 ou 5 por cento da concentração de tempo médio de ácido para-toluico na fase líquida da pasta fluida introduzida no BCR oxidante secundário. De preferência, a concentração de tempo médio de ácido para-toluico na fase líquida da pasta fluida introduzida no BCR oxidante secundário está na faixa de cerca de 50 a cerca de 10.000, cerca de 100 a cerca de 6.000 ou 500 a 5.000 ppm-p. De preferência, a concentração de tempo médio de ácido para-toluico na fase líquida da pasta fluida retirada do BCR oxidante primário é menor que cerca de 1.000, 200 ou 60 ppm-p. De preferência, a concentração de tempo médio de 4-CBA na fase líquida da pasta fluida retirada do BCR oxidante secundário é menor que cerca de 50, 10 ou 5 por cento da concentração de tempo médio de 4-CBA na fase líquida da pasta fluida introduzida no BCR oxidante secundário. De preferência, a concentração de tempo médio de 4-CBA na fase líquida da pasta fluida introduzida no BCR oxidante secundário está na faixa de cerca de 100 a cerca de 6.000, cerca de 200 a cerca de 4.000 ou 400 a 3.500 ppm-p. De preferência, a concentração de tempo médio de 4-CBA na fase líquida da pasta fluida retirada do BCR oxidante primário é menor que cerca de 500, 100 ou 30 ppm-p. De preferência, a concentração de tempo médio de 4-CBA na fase sólida da pasta fluida retirada do BCR oxidante secundário está na faixa de cerca de 5 a cerca de 95, cerca de 10 a cerca de 90, cerca de 20 a cerca de 80, ou 30 a 70 por cento da concentração de tempo médio de 4-CBA na fase sólida da pasta fluida introduzida no BCR oxidante secundário. De preferência, a concentração de tempo médio de 4-CBA na fase sólida da pasta fluida introduzida no BCR oxidante secundário está na faixa de cerca de 100 a cerca de 15.000, cerca de 400 a cerca de 8.000 ou 1.000 a 6.000 ppm-p. De preferência, a concentração de tempo médio de 4-CBA na fase sólida da pasta fluida retirada do BCR oxidante secundário está na faixa de cerca de 100 a cerca de 12.000, cerca de 300 a cerca de 8.000 ou 800 a 4.000 ppm-p.

[0065] A combinação de oxidação primária e a oxidação secundária, se usada, é denominada no presente documento oxidação inicial e o produto de pasta fluida de CTA é denominado pasta fluida inicial.

[0066] O sistema catalisador presente na fase líquida da corrente de alimentação de digestor é, de preferência, um sistema catalisador de fase líquida homogênea com capacidade para promover oxidação (incluindo oxidação parcial) de para-xileno. O sistema catalisador pode compreender um ou mais dentre cobalto, bromo e manganês.

[0067] Quando cobalto está presente no sistema catalisador, é preferencial que a quantidade de cobalto presente na corrente de alimentação de fase líquida seja tal que a concentração de cobalto na fase líquida do meio de reação seja mantida na faixa de cerca de 300 a cerca de 6.000 partes por milhão em peso (ppm-p), mais preferencialmente, na faixa de cerca de 700 a cerca de 4.200 ppm-p, e, com máxima preferência, na faixa de 1.200 a 3,000 ppm-p. Quando bromo está presente no sistema catalisador, é preferencial que a quantidade de bromo presente na corrente de alimentação de fase líquida seja tal que a concentração de bromo na fase líquida do meio de reação seja mantida na faixa de cerca de 300 a cerca de 5.000 ppm-p, mais preferencialmente, na faixa de cerca de 600 a cerca de 4.000 ppm-p, e, com máxima preferência, na faixa de 900 a 3.000 ppm-p. Quando manganês está presente no sistema catalisador, é preferencial que a quantidade de manganês presente na corrente de alimentação de fase líquida seja tal que a concentração de manganês na fase líquida do meio de reação seja mantida na faixa de cerca de 20 a cerca de 1.000 ppm-p, mais preferencialmente, na faixa de cerca de 40 a cerca de 500 ppm-p, com máxima preferência, na faixa de 50 a 200 ppm-p.

[0068] As concentrações do cobalto, bromo e/ou manganês na fase líquida do meio de reação podem ser expressas em uma base de de tempo médio e de volume médio. Conforme usado no presente documento, o termo “de tempo médio” denota uma média de pelo menos 10 medições tomadas igualmente ao longo de um período contínuo de pelo menos 100 segundos. Conforme usado no presente documento, o termo “de volume médio” denota uma média de pelo menos 10 medidas tomadas e espaçamento tridimensional uniforme através de um certo volume. A razão ponderai entre cobalto e bromo (Co:Br) no sistema catalisador introduzido na reação de oxidação é, de preferência, na faixa de cerca de 0,25:1 a cerca de 4:1, mais preferencialmente, na faixa de cerca de 0,5:1 a cerca de 3:1 e, com máxima preferência, na faixa de 0,75:1 a 2:1. A razão ponderai entre cobalto e manganês (Co:Mn) no sistema catalisador introduzido na reação de oxidação é, de preferência, na faixa de cerca de 0,3:1 a cerca de 40:1, mais preferencialmente, na faixa de cerca de 5:1 a cerca de 30: 1 e, com máxima preferência, na faixa de 10:1 a 25:1.

[0069] Opcionalmente, a pasta fluida inicial de CTA da oxidação inicial pode ser processada em uma operação de troca de solvente ou uma operação de espessura de pasta fluida antes de ser alimentada à digestão. Quando essas operações opcionais são usadas, os objetivos do processo compreendem ajustar a composição catalítica, por exemplo, composições de fase líquida de cobalto, manganês, bromo e água, remover quantidades adicionais de intermediários de oxidação aromática de fase líquida antes da digestão, remover impurezas de fase líquida não facilmente oxidadas, por exemplo, 2,6-DCF e 2,7-DCF, para aumentar a pureza e a brancura do PTA digerido, e ajustar a fração da massa de sólidos na pasta fluida para alterar o volume total de pasta fluida e/ou ajustar as propriedades hidrodinâmicas da pasta fluida. Após tal tratamento, a pasta fluida inicial é denominada no presente documento pasta fluida modificada com solvente de CTA.

[0070] Ao empregar essa operação de troca de solvente opcional, é preferencial remover pelo menos cerca de 40, 60, 80, 90% do solvente e compostos solúveis encontrados na fase líquida da pasta fluida inicial. Depois disso, é preferencial usar solvente limpador para fornecer uma pasta reconstituída que tem fração da massa de sólidos conforme revelado em outra parte no presente documento. Conforme usado no presente documento, o termo “solvente limpador” denota o solvente que tem uma concentração de fase líquida de compostos catalisadores totais que é menor que a concentração de compostos catalisadores totais na fase líquida da pasta fluida a qual o solvente limpador é adicionado. De preferência, o solvente limpador contém menos que cerca de 90, 50, 10 ou 2 por cento em peso da concentração de fase líquida de compostos catalisadores totais e/ou menor que cerca de 90, 50, 10 ou 2 por cento em peso da concentração de fase líquida de compostos aromáticos totais em comparação com a fase líquida da pasta fluida a qual o solvente limpador é adicionado.

[0071] Quando a troca de solventes entre a oxidação primária e digestão oxidativa é substancialmente eliminada em conformidade com uma modalidade da presente invenção, pode ser preferencial que pelo menos cerca de 30, 60, 80 ou 95 por cento em peso do líquido inicial originalmente presente na pasta fluida inicial retirada da oxidação primária sejam retidos na pasta fluida submetida à digestão oxidativa. Assim, pode ser preferencial que menos que cerca de 70, 40, 20 ou 5 por cento em peso do líquido inicial originalmente presente na pasta fluida inicial retirada da oxidação primária sejam removidos da pasta fluida submetida à digestão oxidativa. De preferência, a razão ponderai entre cobalto, outros compostos catalisadores e/ou ácido benzoico na pasta fluida que entra na digestão oxidativa e o mesmo composto na pasta fluida inicial produzida a partir da oxidação primária é pelo menos cerca de 0,3, 0,6, 0,8 ou 0,95. Mais preferencialmente, a razão ponderai entre cobalto, outros compostos catalisadores e/ou ácido benzoico na pasta fluida que sai na digestão oxidativa e o mesmo composto na pasta fluida inicial produzida a partir da oxidação primária é pelo menos cerca de 0,3, 0,6, 0,8 ou 0,95. Quando a digestão oxidativa é executada em múltiplos estágios, a descrição nesse parágrafo pode se aplicar a qualquer um ou todos os estágios da digestão oxidativa, com máxima preferência incluindo o último estágio da digestão oxidativa.

[0072] Consequentemente, a pasta fluida alimentada ao digestor pode ser a pasta fluida inicial de CTA ou pasta fluida modificada com solvente de CTA e pode, doravante, ser denominada pasta fluida de alimentação de digestor.

[0073] É preferencial que a fração da massa de CTA sólido em pasta fluida de alimentação de digestor sejam maior que cerca de 0,10, 0,20, 0,30 e menor que cerca de 0,50, 0,45, 0,40.

[0074] A quantidade de oxigênio molecular necessária para a oxidação de intermediários aromáticos remanescentes na pasta fluida de alimentação de digestor fornecida de acordo com a presente invenção é relativamente pequena. É preferencial que os moles de oxigênio molecular fornecido a todos os estágios de digestão seja menor que a quantidade compreendida na alimentação 3, 2, 1 kg de ar ambiente comprimido por 100 kg de pasta fluida de alimentação de digestor. Em comparação, a taxa de alimentação entre ar ambiente comprimido e um oxidante primário é frequentemente cerca de 100 kg por 100 kg de pasta fluida inicial. Adicionalmente às taxas de fluxo de massa e molar relativamente baixas de ar em digestão, a temperatura de operação aumentada do sistema digestor indica uma pressão de operação significativamente maior em comparação com a oxidação inicial, e isso causa uma redução adicional na taxa de alimentação volumétrica para o oxigênio molecular suprido ao sistema digestor. Em combinação, a pequena taxa de alimentação volumétrica de oxigênio molecular ao sistema digestor apresenta dificuldades graves para fornecer potencial de mistura gasosa suficiente em um BCR digestor para satisfazer os requisitos do processo que compreendem suspensão de sólidos, transferência de massa de oxigênio molecular de gás para líquido e mescla relativamente rápida da pasta fluida de alimentação de digestor onde entra na primeira zona de digestão.

[0075] O potencial de mistura fornecido pelo aumento de gás dentro do meio de reação do digestor é muito próximo ao volume de gás fluente vezes a carga de elevação da pasta fluida através da qual o gás aumenta, visto que a carga de elevação da pasta fluida é tipicamente muito menor que a pressão absoluta de sobrecarga. Conforme usado no presente documento, o termo “potencial de mistura de gás” é definido como VdP e como sendo igual à taxa de fluxo volumétrica de aumento de gás dentro de um vaso do digestor vezes a carga de elevação da pasta fluida através da qual o mesmo aumenta, com unidades adequadamente convertidas em unidades de potencial. Conforme pode ser percebido, muitas combinações possíveis de altura e diâmetro do digestor são possíveis para um dado tempo de permanência total de pasta fluida, e muitas pressões de operação diferentes são possíveis. Consequentemente, há muitos resultados possíveis para o potencial de mistura de gás, mas em todos os casos satisfatórios, o potencial de mistura de gás resultante é bem pequeno dentro das zonas de digestão da presente invenção. É preferencial que o potencial de mistura de gás somado em todas as zonas digestoras de BCR da presente invenção dividido pela massa de pasta fluida dentro dessas zonas seja menor que cerca de 0,2, 0,1, 0,05 Watt/kg de pasta fluida. A descrição adicional para a distribuição dessa quantidade limitada de potencial de mistura de gás dentro de várias zonas do sistema digestor de BCR é revelada em outra parte no presente documento na discussão de velocidades superficiais do gás e dimensões, isto é, altura e largura, das várias zonas.

[0076] Por razões de economia de queima de carbono e inflamabilidade de espaço livre de sobrecarga, é, de modo geral, indesejável aumentar o potencial de mistura de gás alimentando-se um excesso maior de ar ambiente comprimido do que é necessário como um mínimo possível para efetuar a remoção de intermediários de oxidação que compreendem ácido para-toluico e 4-CBA. Por razões de custo de equipamento capital, custo de energia de compressão e custo de energia térmica, é frequentemente indesejável aumentar ou reduzir a fração molar de oxigênio molecular adicionando-se ou removendo-se diluentes inertes gasosos que compreendem nitrogênio molecular, dióxido de carbono, monóxido de carbono, hidrogênio molecular, metano, brometo de metila e argônio, entre outros. Entretanto, permanece dentro do âmbito das descrições desta invenção alimentar à pelo menos uma zona de digestão uma corrente de ar comprimido que é enriquecida ou depletada em oxigênio molecular de fração molar em comparação com a composição de ar comprimido.

[0077] As modalidades da presente invenção obviam a necessidade de fornecer agitação de potential de eixo mecânico ao meio de reação do digestor ao usar a faixa preferential de tamanhos de partícula de CTA e composição de pasta fluida inicial, entre outros. Entretanto, os inventores também constataram que a adaptação da mistura de potencial de gás de fluxo borbulhante a situações menos ideais pode ser fornecida por quantidades surpreendentemente pequenas de agitação de potencial mecânico suplementar. Por exemplo, adaptar as invenções no presente documento a um vaso digestor existente com uma cabeça inferior elíptica 2:1 relativamente plana pode exigir agitação mecânico moderada dentro da zona de digestão mais inferior para garantir que os sólidos da pasta fluida não sedimentem, estagnem e de aglomere cementiciosamente em pedaços grandes de sólidos dentro da cabeça inferior. Ao usar agitação mecânica suplementar, é preferencial que o potencial de agitação mecânica seja menor que cerca de 0,2, 0,1, 0,05 Watt/kg de pasta fluida com média calculada para o volume inteiro do meio de reação do digestor, e é preferencial que o total combinado de potencial de mistura de gás e potencial de mistura mecânica seja menor que cerca de 0,30, 0,15, 0,10 Watt/kg de pasta fluida com média calculada para o volume inteiro do meio de reação do digestor.

[0078] Os métodos de aquecimento de pasta fluida de digestor conhecidos na técnica compreendem oxidação de substratos orgânicos diferentes de para-xileno, por exemplo, oxidação de hexano alimentado para formar óxidos de carbono e ácido acético; outras reações químicas, por exemplo, hidrólise de anidrido acético para formar ácido acético; suprir um vapor de solvente condensável à pasta fluida, por exemplo, vapor d'água e vapor de ácido acético; e aquecimento sem contato da pasta fluida e/ou do suprimento gasoso de oxigênio molecular com o uso e um aparelho trocador de calor. O aquecimento sem contato da pasta fluida é particularmente preferencial. O aquecimento sem contato com o uso de um aparelho trocador evita a complexidade química e/ou volume de vaso adicionais frequentemente necessários quando aquecimento químico ou aquecimento de vapor de solvente é usado.

[0079] A unidade de aquecimento do trocador para a pasta fluida do digestor pode ser de qualquer projeto adequado para a pasta fluida de CTA de modo que obstrução e incrustação da unidade sejam evitadas. A mesma pode ser também construída de materiais estáveis às misturas corrosivas de ácido acético. As superfícies do trocador de calor podem estar localizadas próximas a montante da primeira zona do digestor, que é, de preferência, a seção de topo de um digestor de BCR, que são conectadas por meio de condutos de pasta fluida entre as zonas de oxidação inicial e digestão. É preferencial fornecer pelo menos cerca de 30, 60, 90, 100 por cento da expectativa térmica total para a zona de digestão com o uso de pelo menos um aparelho trocador de calor sem contato na pasta fluida da oxidação inicial antes de ser alimentada ao vaso de digestão.

[0080] Em uma modalidade, a unidade de aquecimento de pasta fluida de CTA pode ser de um projeto de tubo-invólucro vertical de modo que a pasta fluida passe pelo lado de tubo de uma maneira de fluxo ascendente vertical antes de entrar no vaso digestor. Opcionalmente, as superfícies de trocador de calor podem estar localizadas intemamente, isto é, dentro do próprio vaso de reação de digestão.

[0081] Em outra modalidade preferencial, pelo menos cerca de 25, 50, 75, 100 por cento do suprimento de oxigênio molecular para a primeira zona de digestão, preferencialmente a seção superior ou mais superior de um digestor de BCR, é alimentada no digestor comisturada com a pasta fluida de alimentação de digestor. Preferencialmente, esse oxigênio molecular é combinado com a pasta fluida de alimentação de digestor dentro de cerca de 8, 2, 0,5 minutos após a pasta fluida ser primeiro aquecida pelo menos cerca de 10 °C acima da temperatura na saída da oxidação inicial. Mais preferencialmente, pelo menos cerca de 25, 50, 75, 100 por cento do suprimento de oxigênio molecular para a primeira zona de digestão, preferencialmente a seção superior de um digestor de BCR, é misturada com a pasta fluida antes da saída de um trocador de calor externo, mais preferencialmente próximo à entrada de pasta fluida de um trocador de calor externo. Essa coordenação próxima em tempo entre o aquecimento da pasta fluida inicial e a provisão de oxigênio molecular é importante para evitar demasiada acumulação não reagida de ácido para-toluico em fase líquida e 4- CBA durante o rompimento inicial de atividade de dissolução de CTA. Por exemplo, aquecer uma pasta fluida de CTA de cerca de 160 °C a cerca de 210 °C aumenta a fração de massa de equilíbrio de TPA dissolvido de cerca de meio por cento de massa em fase líquida para mais que cerca de dois por cento de massa em fase líquida; e os menores cristais de CTA dissolvem em apenas alguns segundos após tal aquecimento de pasta fluida.

[0082] De maneira importante, as partículas de CTA obtidas partir da operação de oxidação primária, de acordo com a presente invenção, são caracterizadas pelas morfologias de partícula que são menores e mais porosas que as partículas de CTA produzidas por diversos outros processos de oxidação de para-xileno que operam com diferentes características de mistura de reator, tempos de permanência, intensidades de taxa de oxidação volumétrica, perfis de pressão e temperatura, e composições de solvente, inter alia. Em modalidades preferenciais, o produto de CTA sólido obtido na oxidação tem um tamanho de partícula médio em uma faixa de 20 a 150 microns, preferencialmente 25 a 100 microns e com máxima preferência, 30 a 80 microns. A morfologia das partículas é tal que cada partícula seja tipicamente formada a partir de um grande número de pequenas partículas aglomeradas e, dessa forma, as partículas de CTA têm uma alta área de superfície BET (Braunauer-Emmett-Teller) na faixa de cerca de 0,6 a 4,0 m2/g, preferencialmente 0,8 a 3,0 m2/g e com máxima preferência, 0,9 a 2,0 m2/g. Essa combinação de tamanho de partícula, área de superfície e morfologia aglomerada resulta em partículas de alta porosidade, baixa densidade e baixa velocidade de sedimentação que são propriedades que facilitam o processo de digestão de acordo com a presente invenção.

[0083] Em comparação, as partículas de CTA obtidas por alguns métodos de oxidação são caracterizadas por um tamanho de partícula médio de aproximadamente 180 a 220 microns e uma área de superfície BET de cerca de 0,4 a 0,8 m2/g. Tais partículas convencionais têm muito menos porosidade e densidade aparente significativamente mais elevada medidas em solvente líquido.

[0084] As propriedades físicas das partículas de CTA, de acordo com a presente invenção, descritas acima permitem digestão eficaz e eficiente por meio do método de digestão de coluna de bolhas da presente invenção devido às pequenas partículas que têm maior área de superfície serem mais prontamente dissolvidas para liberar impurezas apanhadas para solução, sendo que a oxidação pode converter a impureza em produto. De igual importância, o menor tamanho de partícula e a alta porosidade das partículas de CTA permitem maior resistência à sedimentação em um ambiente de fluxo borbulhante e, dessa forma, o fluxo de partículas através de um sistema de coluna de bolhas pode ser controlado para tempo de permanência suficiente para permitir purificação conforme descrito.

[0085] O tempo de permanência de massa média da fase sólida e da fase líquida, que podem ser diferentes entre si devido à sedimentação parcial em um digestor BCR, estão cada um na faixa de cerca de 10 a cerca de 480 minutos, preferencialmente cerca de 20 a cerca de 360 minutos e mais preferencialmente de 40 a 120 minutos, somado para todas as zonas de digestor em fluxo em série.

[0086] A distribuição de tempo de permanência da fase sólida é melhorada desejavelmente com o uso da presente invenção. Embora haja uma necessidade por mistura de fase líquida considerável em que a pasta fluida primeiro entra no digestor, desde então, é preferível que a fase sólida se mova pelo sistema digestor com uma RTD que se aproxima mais de RTD de fluxo de tampão. A mistura de fase líquida necessária próxima à entrada de pasta fluida se refere à liberação inicial na fase líquida de 4-CBA e ácido para- toluico, em que as menores partículas em alimentação de pasta fluida de CTA entram primeiro no digestor. Próximo à localização de alimentação de pasta fluida, é desejável fornecer mistura convectiva suficiente para controlar a demanda de fase líquida local para O2 dissolvido, que sustenta a oxidação aromática desejada na fase líquida, e para controlar a concentração de fase líquida local de 4-CBA e ácido para-toluico que pode ser reprecipitada e enterrada na medida em que as partículas sólidas aumentam. Após corresponder às exigências de mistura de química de reação e transferência de massa de gás para líquido próximo à localização de alimentação de pasta fluida, desde então, é preferencial controlar e alongar o tempo de permanência no digestor para menores partículas com concentrações de 4-CBA sólido e ácido para-toluico sólido mais elevadas. Tal RTD é promovida por várias modalidades da presente invenção que compreendem faixas de taxa de gás superficial, faixas de velocidade de pasta fluida axial próximas à linha central axial do vaso, faixas de distribuição de tamanho de partícula, razões de H a D e sistemas de defletor anti-incrustação.

[0087] Na seguinte revelação, uma notação é adotada em que “t” é tempo; a função de distribuição de permanência de tempo é a Fração de Massa Cumulativa (CMF) de uma fase inicialmente fornecida à zona de reação no tempo t=0 em que existe, então, a zona de reação antes do tempo “t/tmédio”; em que “tmédio” é o tempo de permanência de massa média determinado de acordo com o cálculo descrito abaixo e “t/ tmédio “ é o “tempo reduzido” que significa o tempo dividido pelo tempo de permanência de massa média. O tempo reduzido é sem dimensão. “CMF(t/ tmédio)” é a função de distribuição de permanência de tempo reduzido. Por exemplo, CMF(0,2) é a fração de massa cumulativa inicialmente fornecida a uma fase da zona de reação no tempo t=0 em que existe, então, a zona de reação antes de um tempo reduzido de 0,2. O tempo de permanência médio de massa (tmédio) de uma alíquota de massa inicialmente alimentada a um compartimento no tempo t=0 é calculado como [(t)* (massa da alíquota que existe no tempo t)]/(massa total da alíquota) integrado a partir do tempo zero até que pelo menos cerca de 99,9 por cento da massa da alíquota tenha saído do compartimento. As unidades de tmédio são simplesmente qualquer unidade de tempo.

[0088] O estágio de digestão oxidativa e/ou série de estágios de digestão oxidativa podem ser conduzidas em um único compartimento de fluido ou múltiplos compartimentos com conexão fhiídica. Em uma modalidade da presente invenção, é preferencial que pelo menos um estágio de digestão oxidativa, mais preferencialmente o estágio em que pelo menos cerca de 25, 50, 75, 100% da pasta fluida de oxidação inicial entra primeiro, com máxima preferência a seção superior ou mais superior de um digestor de BCR, é suficientemente bem misturada de modo que CMF(0,5) por apenas aquele estágio/seção seja de pelo menos cerca de 0,20, 0,25 ou 0,30 e de modo que CMF(1,5) também seja de menos que cerca de 0,95,0,90, 0,85 para cada uma das fases de pasta fluida sólida, líquida e combinada. Para esse valor de CMF, o tempo de normalização é o tempo de permanência médio de pasta fluida no único estágio de digestão.

[0089] Adicionalmente, é preferencial que a fase sólida em digestão após o primeiro estágio de digestão oxidativa e/ou em todas as zonas de digestor de BCR abaixo da zona superior se aproxime de uma RTD de fluxo de tampão (fluxo de pistão) de modo que a CMF(0,5) seja de menos que cerca de 0,35, 0,25, 0,20 para cada uma das fases de pasta fluida sólida, líquida e combinada. Para esse valor de CMF, o tempo de normalização é o tempo de permanência médio total de pasta fluida em todos os estágios de digestão que não incluem o primeiro estágio de digestão relativamente bem misturado.

[0090] Para o total de todos estágios de digestão, seja em um único BCR ou em múltiplos BCRs em série, é preferencial que a RTD global tenha uma CMF(0,5) de menos que cerca de 0,35, 0,25, 0,18 e uma CMF(1,5) de mais que cerca de 0,80, 0,85, 0,90 e menos que cerca de 0,98, 0,95 para cada uma das fases de pasta fluida sólida, líquida e combinada. Para esse valor de CMF, o tempo de normalização é o tempo de permanência médio total de pasta fluida em todos os estágios de digestão.

[0091] Para obter a mistura desejada no estágio de digestão em que a pasta fluida é alimentada a partir de uma oxidação inicial, é preferencial que a velocidade ascendente ponderada em tempo de pasta fluida próxima à linha central axial próxima à altura média do estágio de BCR seja de pelo menos cerca de 6, 8, 10 cm/s. Os inventores constataram que isso pode ser obtido mesmo em regime de fluxo borbulhante com faixas de velocidade de gás superficial e pasta fluida superficial reveladas no presente documento que fornecem o estágio de BCR que seja de diâmetro interno suficiente. Por exemplo, aeração uniforme com uma velocidade de gás superficial de cerca de 0,5 cm/s em BCRs de pequena escala-piloto com diâmetros internos de até 30 cm alcança menos que cerca de 6 cm/s de velocidade de pasta fluida em linha central axial para cima, enquanto a mesma velocidade de gás superficial em um BCR comercialmente útil com diâmetro interno de 2 metros ou mais alcança mais que cerca de 10 cm/s de velocidade de pasta fluida em linha central axial para cima. Próximo à parede de BCR que é forçosamente um fluxo descendente de compensação de pasta fluida. BCRs com diâmetros internos ainda maiores circularão intemamente com velocidades axiais ainda maiores sem aumentar a velocidade de gás superficial. Este é um resultado surpreendente do equilíbrio de energia complexo de convecção natural multifase que compreende energia total fornecida por bolhas crescentes; deslizamento, arrastamento e turbulência local na pasta fluida próxima às bolhas individuais, induziram fluxo convectivo total de pasta fluida, e as forças de arrastamento de parede de BCR.

[0092] Para obter a mistura desejada nos últimos, preferencialmente inferiores, estágios de digestão em que um perfil de mais fluxo de tampão é preferencial, é preferencial que a velocidade de pasta fluida de velocidade ascendente de tempo médio na linha central axial próxima à altura média de cada estágio de BCR seja de menos que cerca de 20, 15, 10 cm/s. Próximo à parede de BCR que é forçosamente um fluxo descendente de compensação de pasta fluida. Essa taxa de circulação reduzida de pasta fluida nos últimos, preferencialmente inferiores, estágios de digestão é fornecida por combinações aptas das revelações no presente documento que compreendem taxas de gás superficial, diâmetros internos de vaso, alturas de estágio de digestor e métodos de alimentação de gás.

[0093] Para obter o balanceamento desejado de mistura hidrodinâmica acoplado com dissolução adequada de oxigênio molecular próximo ao topo da zona de digestor onde a pasta fluida de alimentação de digestor entra primeiro, que é preferencialmente uma zona mais superior de um BCR, os inventores constataram que é desejável para a velocidade de gás superficial que a mesma seja de mais que cerca de 0,1, 0,2, 0,4 cm/s e menos que cerca de 8, 4, 1 cm/s. É mais preferencial alimentar ar comprimido não diluído enquanto se opera a uma combinação de pressão e temperatura no digestor que faz com que solvente de ácido acético vaporizado compreenda uma porção significativa dessa velocidade superficial revelada.

[0094] Para obter o balanceamento desejado de mistura hidrodinâmica acoplado com a dissolução adequada de oxigênio molecular em pelo menos uma zona de digestor após, preferencialmente abaixo da zona de pasta fluida de alimentação de digestor, os inventores constataram que é desejável que a velocidade de gás superficial nessa última, preferencialmente a zona inferior, seja de mais que cerca de 0,01, 0,02, 0,04 cm/s e menos que cerca de 4, 1, 0,2 cm/s. É mais preferencial alimentar ar comprimido não diluído enquanto se opera a uma combinação de pressão e temperatura no digestor que faz com que solvente de ácido acético vaporizado compreenda uma porção significativa dessa velocidade superficial revelada. Essas são velocidades superficiais excepcionalmente pequenas, e o cuidado devido é tido com a distribuição borbulhante inicial para garantir a distribuição adequada de oxigênio molecular dissolvido juntamente com a suspensão desejada de sólidos juntamente com a RTD desejada dos sólidos.

[0095] É preferencial que as velocidades verticais de sólido, líquido e pasta fluida superficiais calculadas ao longo do volume inteiro do meio de reação de digestão sejam cada uma de mais que cerca de 0,05, 0,1, 0,2 cm/s e menos que cerca de 12, 8, 4 cm/s para baixo. No entanto, seleções aptas das taxas de gás superficial e de tempos de permanência de pasta fluida em várias zonas de digestão são tipicamente mais importantes.

[0096] O método de digestão oxidativa, de acordo com a presente invenção, reduz substancialmente a quantidade de pelo menos um composto intermediário de reação aromático. Preferencialmente, a concentração de tempo médio de ácido para-toluico na fase líquida da retirada de pasta fluida do último estágio de digestão oxidativa é de menos que cerca de 50, 10 ou 2 ppm-p. Preferencialmente, a concentração de tempo médio de 4-CBA na fase líquida da retirada de pasta fluida do último estágio de digestão oxidativa é de menos que cerca de 50, 10 ou 2 ppm-p. Preferencialmente, a concentração de tempo médio de ácido para-toluico na retirada de produto de PTA sólido do último estágio de digestão oxidativa está na faixa de cerca de 1 a cerca de 1.000, cerca de 1 a cerca de 500, cerca de 5 a cerca de 125 ou 10 a 60 ppm-p. Preferencialmente, a concentração de tempo médio de 4-CBA na retirada de produto de PTA sólido do último estágio de digestão oxidativa está na faixa de cerca de 1 a cerca de 1.000, cerca de 1 a cerca de 500, cerca de 10 a cerca de 250 ou 20 a 125 ppm-p. Preferencialmente, a concentração de tempo médio de 4,4'-DCS no produto de TPA sólido é de menos que cerca de 6, 4 ou 2 ppm-p.

[0097] A primeira modalidade da presente invenção é um método de digestão para purificação de ácido tereftálico em bruto que compreende: a) obter uma pasta fluida de partículas de ácido tereftálico em bruto que compreende ácido tereftálico, 4-carboxibenzaldeído e ácido p- toluico em um solvente líquido que compreende ácido acético aquoso e um sistema catalisador que compreende pelo menos um composto de metal pesado; b) alimentar a pasta fluida de ácido tereftálico em bruto a uma primeira zona de digestão de um sistema de coluna de bolhas que é substancialmente livre de agitação mecânica; c) aquecer a pasta fluida de ácido tereftálico em bruto a uma temperatura de cerca de 150 °C a cerca de 280 °C seja antes da entrada na primeira zona de digestão ou quando dentro da primeira zona de digestão; d) suprir um gás que compreende oxigênio à primeira zona de digestão, em que a velocidade superficial do gás que aumenta próximo ao topo da primeira zona de digestão está em uma faixa de cerca de 0,1 cm/s a cerca de 8 cm/s; e) dissolver pelo menos parcialmente as partículas de ácido tereftálico em bruto no ácido acético, assim, se libera pelo menos algum 4- carboxibenzaldeído e ácido p-toluico das partículas e se expõe o 4- carboxibenzaldeído e ácido p-toluico dissolvidos ao oxigênio para efetuar oxidação para ácido tereftálico, e para obter uma pasta fluida de digestor de primeiro estágio; f) passar a pasta fluida de digestor de primeiro estágio para uma segunda zona de digestão que está opcionalmente localizada verticalmente abaixo da primeira zona de digestão e é substancialmente livre de agitação mecânica; g) suprir um gás que compreende oxigênio a uma porção inferior da segunda zona de digestão; em que uma taxa de suprimento do gás à segunda zona de digestão é menor que a taxa de suprimento à primeira zona de digestão; e h) dissolver e liberar 4-carboxibenzaldeído e ácido p-toluico adicionais das partículas e expor o 4-carboxibenzaldeído e ácido p-toluico dissolvidos ao oxigênio para efetuar oxidação adicional para ácido tereftálico, e para obter uma pasta fluida de digestor de segundo estágio; i) opcionalmente, mover a pasta fluida de digestor de segundo estágio através de uma ou mais zonas de digestão adicionais estruturadas similares à segunda zona de digestão e opcionalmente verticalmente abaixo da segunda zona de digestão; j) remover a pasta fluida de cristal de ácido tereftálico resultante da última zona de digestão; e k) isolar as partículas de cristal de ácido tereftálico obtidas. Em uma segunda modalidade, a presente invenção inclui um sistema de digestão oxidativa que compreende: uma série de pelo menos duas zonas de digestão oxidativa dispostas em pelo menos um reator de coluna de bolhas; pelo menos uma entrada de reagente de pasta fluida localizada em uma porção inferior da primeira zona de digestão; entradas de suprimento de gás oxigênio para a primeira zona de digestão e pelo menos uma zona em série após a primeira zona; cada suprimento de gás oxigênio compreende uma unidade de distribuidor de gás que alimenta o gás oxigênio na zona como um fluxo borbulhante; uma saída de pasta fluida de produto no fundo da pelo menos uma coluna de bolhas.

[0098] Em uma modalidade preferencial, a presente invenção inclui um sistema de digestão oxidativa que compreende: uma série de pelo menos duas zonas de digestão oxidativa dispostas verticalmente em um reator de coluna de bolhas; pelo menos uma entrada de reagente de pasta fluida localizada em uma porção inferior da primeira zona de digestão mais superior; entradas de suprimento de gás oxigênio para a primeira zona de digestão mais superior e pelo menos uma zona em série verticalmente abaixo da primeira zona mais superior; pelo menos um defletor horizontal localizado entre a primeira zona mais superior e a segunda zona verticalmente abaixo; pelo menos um defletor horizontal localizado entre cada zona verticalmente adjacente respectiva quando mais que uma zona está presente abaixo da primeira zona mais superior; e uma saída de pasta fluida de produto no fundo da pelo menos uma coluna de bolhas; em que cada suprimento de gás oxigênio compreende uma unidade de distribuidor de gás que alimenta o gás oxigênio na zona como um fluxo borbulhante, e cada defletor horizontal compreende uma bandeja que tem múltiplas superfícies inclinadas em formato invertido com múltiplas áreas abertas.

[0099] Em modalidades preferenciais da presente invenção, o sistema de digestão oxidativa pode estar livre de agitação mecânica.

[00100] A primeira zona de digestão mais superior e as zonas de digestão adicionais podem ser estruturadas como um reator de coluna de bolhas em que as respectivas zonas são verticalmente dispostas com as zonas adicionais inferiores sequencialmente abaixo da zona mais superior.

[00101] Nessa modalidade, a pasta fluida de CTA aquecida é injetada na zona mais superior de um reator de digestão de coluna que tem múltiplas zonas verticalmente dispostas no reator de coluna, sendo que cada zona é segregada por disposições de defletor horizontalmente posicionadas. E preferencial para a zona mais superior compreender de cerca de 10 a 50 por cento, 20 a 40 por cento, 25 a 35 por cento do volume de todo o meio de reação no vaso quando em um nível normal de operação. E preferencial que a altura de topo do vaso forneça um volume de aumento de controle de nível adicional e um volume de desacoplamento de gás que seja igual a pelo menos cerca de 10, 15, 20 por cento do volume de todo o meio de reação no vaso quando a um nível normal de operação, e também é preferencial que a folga do nível normal de operação para o bocal de saída de gás esteja pelo menos cerca de 1 metro, mais preferencialmente 2 metros acima do nível máximo de operação. Embora a velocidade de gás superficial seja muito baixa e o desengate de gás não seja tipicamente problemático, qualquer tipo de refluxo de pulverização e dispositivos de desengate de incidência mecânica conhecidos na técnica podem ser usados no esvaziamento para suprimir adicionalmente arrastamento espumoso e nebuloso de pasta fluida em gás de digestor.

[00102] Devido à potência de mistura de gás bastante baixa e potência de mistura total empregadas em zonas de digestão adicionais inferiores da presente invenção, é preferencial usar uma cabeça de vaso de fundo em formato cônico, preferencialmente com um ângulo incluso no ápice invertido de fundo do cone de pelo menos cerca de 40, 60, 80 graus e menos que cerca de 140, 120, 100 graus, preferencialmente com um bocal de saída de pasta fluida que descarrega verticalmente para baixo a partir do ápice de fundo do cone invertido.

[00103] A estrutura de defletor separa cada zona de uma zona diretamente vertical abaixo e vertical acima, e cada unidade de defletor é estruturada para permitir passagem ascendente de bolhas de gás e passagem descendente de partículas. A zona mais superior tem apenas um defletor inferior enquanto a zona mais inferior tem apenas um defletor superior. Cada zona intermediária tem tanto um defletor inferior quanto um defletor superior. A unidade de defletor pode compreender uma bandeja que tem múltiplas superfícies inclinadas em formato invertido com múltiplas áreas abertas.

[00104] Preferencialmente, a área aberta do defletor ou defletores está na faixa de cerca de 5 a cerca de 75 por cento, mais preferencialmente na faixa de 10 a 35 por cento da área horizontal total do defletor.

[00105] Os defletores são resistentes à incrustação. Defletores que têm uma quantidade significativa de área de superfície plana voltada para cima quase horizontal pode estar propensa à incrustação onde os sólidos se acumulam nas superfícies voltadas para cima dos defletores, e conforme a quantidade de sólidos depositada nos defletores aumenta, pedaços dos sólidos precipitados podem desalojar dos defletores e cair em direção ao fundo do reator. Esses pedaços de sólidos desalojados podem bloquear aberturas nos defletores, o que provoca uma deterioração do padrão de fluxo de sólidos e distribuição de tempo de permanência dentro do reator. Esses pedaços de sólidos também podem se acumular no fundo do reator e podem provocar diversos problemas que incluem, por exemplo, inibição de descarga de pasta fluida fora do fundo do digestor. Em uma modalidade, o defletor não apresenta superfícies externas planas voltadas para cima e pode ser construído a partir de materiais de tubulação que têm um corte transversal circular. Um desenho esquemático de um exemplo de tal defletor é mostrado a partir de diferentes perspectivas nas Figuras 5A e 5B. Na Figura 5A, o defletor é visto a partir de uma perspectiva horizontal, enquanto na Figura 5B o defletor é visto a partir de uma perspectiva vertical.

[00106] A menos que seja de outra forma definido no presente documento, uma superfície voltada para cima é uma superfície que tem um vetor normal que se projeta acima da horizontal. Em outra modalidade, uma pequena quantidade de superfícies substancialmente planas pode ser utilizada contanto que menos que cerca de 50 por cento da área de superfície externa exposta voltada para cima total do defletor compreenda superfícies substancialmente planas inclinadas menos que 35° da horizontal. E adicionalmente preferencial que as superfícies externas expostas voltadas para cima do defletor tenham um acabamento substancialmente suave de modo a resistir adicionalmente à incrustação. Preferencialmente, pelo menos uma porção substancial das superfícies externas expostas voltadas para cima do defletor ou defletores têm uma rugosidade de superfície de menos que cerca de 125 microns RMS, mais preferencialmente menos que cerca de 64 microns RMS e com máxima preferência menos que 32 microns RMS. Acabamentos eletropolidos e acabamentos laminados de moinho “2B” suaves são particularmente úteis.

[00107] Em outra modalidade, o defletor pode compreender uma pluralidade de membros de defletor de individual alongado. Nessa modalidade, cada membro de defletor é formado de um membro de corte em L e apresenta uma superfície externa exposta voltada para cima em formato de V geralmente invertido. O número, espaçamento e orientação de ângulo de membros de defletor de ferro podem ser substancialmente os mesmos conforme descrito acima para membros de defletor cilíndrico descritos acima.

[00108] Em uma modalidade preferencial da invenção, o defletor é estruturado como uma série de seções em “V” invertido horizontais separadas por intervalos abertos. A inclinação de cada perna do “V” invertido é de cerca de 45°, dessa forma, se permite mover para baixo as partículas para passar pelo defletor em um fluxo suave sem entupir o defletor. Ao mesmo tempo bolhas de ar que se movem para cima podem passar simultaneamente pelo defletor. Um desenho esquemático de tal defletor é mostrado a partir de uma perspectiva horizontal na Figura 4A e a partir de uma perspectiva vertical na Figura 4B. Na modalidade mostrada na Figura 4A, o eixo geométrico longitudinal de cada segmento alinhado paralelo é variado de um defletor para outro. Na Figura 4A, os segmentos de defletor alternados são orientados em ângulo de 90° uns com relação aos outros. Disposições de ângulo alternativo podem ser empregadas para variar parâmetros de fluxo de sólidos e gás, conforme descrito em outra parte desta descrição.

[00109] As Figuras 5 A e 5B mostram um defletor compreendido de um grupo de canos espaçados dispostos em paralelo, que em série na coluna de BCR estão orientados em ângulos relativos uns aos outros a partir de um defletor para o outro. Embora a Figura 5A mostre a orientação relativa como perpendicular, outros ângulos relativos podem ser dispostos de modo a variar fluxos de sólidos e gás.

[00110] Em outra modalidade preferencial, o defletor pode ser estruturado como uma série de cones adjacentes que têm um ângulo cônico de aproximadamente 45° e cada cone termina em um orifício.

[00111] No projeto de estrutura de defletor, a área aberta é de cerca de 5 a cerca de 75 por cento da área total da área horizontal de defletor, mais preferencialmente na faixa de 10 a cerca de 35 por cento. Tal projeto é necessário para evitar retromistura entre as zonas verticalmente adjacentes enquanto ainda se permite o fluxo descendente de partículas e fluxo ascendente de bolhas de ar.

[00112] Adicionalmente à entrada de ar da primeira zona de digestão, pelo menos uma das zonas de digestão adicionais inferiores é equipada com uma entrada de ar localizada em uma porção inferior da zona. Cada zona intermediária de digestão pode compreender opcionalmente uma entrada de ar. Em uma modalidade da presente invenção, todas as zonas do digestor são equipadas com entradas de ar.

[00113] E preferencial que cada entrada de suprimento de ar localizada em uma zona de digestão compreenda um sistema de borrifador adequado de modo que o ar seja distribuído uniformemente na zona para criar um “fluxo borbulhante”, sendo que as bolhas de gás liberadas são relativamente espaçadas de maneira amplamente horizontal e se deslocam para cima com uma quantidade relativamente pequena de coalescência e ruptura de bolha. Com o projeto apto de um borrifador de gás, é possível, frequentemente, sustentar o fluxo borbulhante a uma velocidade de gás superficial de cerca de 4 cm/s. Um BCR que tem uma velocidade de gás superficial de cerca de 4 cm/s para cima a cerca de 10 cm/s opera, frequentemente, em um regime de transição das hidrodinâmicas de coluna de bolhas. Os limites desse regime de transição são razoavelmente variáveis com as propriedades de fluido e geometria de sistema. A partir de uma velocidade de gás superficial de cerca de 10 cm/s e ascendente, as hidrodinâmicas de coluna de bolhas se movem de maneira crescente em um regime de “turbulento de batedeira”, em que as bolhas coalescem caoticamente, se rompem e formam enxames de bolha. Em uma modalidade da presente invenção o borrifador pode ser construído em uma estrutura em formato de estrela ou aro de roda, de modo a fornecer de maneira eficaz o fluxo borbulhante. A construção do sistema de borrifador com relação ao tamanho, espaçamento, ângulo, etc., de orifício é convencionalmente conhecida e pode ser comercialmente projetada e obtida.

[00114] Cada sistema de borrifador de ar pode ser equipado com um “sistema de lavagem” de modo que vapor de água e/ou vapor ou líquido de ácido acético aquoso de alta pressão (HP) seja misturado com o ar e passado pelo borrifador para evitar incrustação de sólido do borrifador. Um benefício adicional de lavagem por vapor de água contínua é evitar taxas de oxidação excessivas quando ácido acético aquoso que compreende componentes de catalisador pingam ou, de outra forma, escorrem da pasta fluida para o interior da montagem de borrifador. Obviamente, a massa e energia adicionadas de qualquer fluido de lavagem precisam ser consideradas no local e saldos de massa e energia vegetal totais.

[00115] A pasta fluida de CTA aquecida é passada na zona de digestor mais superior através de uma entrada localizada acima do borrifador de ar da primeira zona ou da zona mais superior. A entrada de CTA e o borrifador de ar da primeira zona ou zona mais superior são coprojetados de modo que a mistura máxima e comistura das partículas de CTA e bolhas de ar ocorram quando as partículas aquecidas entrem na zona mais superior. Conforme descrito anteriormente, na temperatura mais elevada, o ácido tereftálico se dissolve a partir da superfície das partículas, e o 4-CBA e ácido p-toluico apanhados na partícula são liberados em solução onde a interação com o oxigênio do ar leva à oxidação adicional. Esse processo é altamente melhorado com as pequenas partículas de grande área de superfície porosas de baixa densidade da presente invenção e a taxa de liberação de impurezas de oxidação parcial é particularmente rápida e diretamente subsequente ao aquecimento de pasta fluida.

[00116] A taxa de fluxo de ar fornece ou inicia uma porção significativa da energia de mistura no sistema químico de 3 fases presente no digestor de coluna de bolhas. A energia de mistura total na primeira zona ou zona mais superior é principalmente uma função da taxa de fluxo de ar e a force dispersiva das partículas conforme a pasta fluida de CTA é injetada na zona. Valores de altura e diâmetro da zona são importantes parâmetros de projeto de engenharia que precisam ser determinados em consideração à energia de mistura por volume de unidade necessário. Quando o diâmetro é feito menor, a altura necessária para o mesmo volume de meio de reação, obviamente, se toma maior. Adicionalmente, o trabalho de mistura de gás VdP também se toma maior porque a cabeça de elevação de pasta fluida atravessada pelo volume de fluxo de gás aumenta. No entanto, a altura de extremidade a extremidade da zona também afeta o tempo de circulação de mistura, assim como a interação não linear de diâmetro de coluna com a velocidade de gás superficial ao definir a velocidade axial crescente de pasta fluida na linha central axial. Os efeitos de mistura fornecidos pelo suprimento de ar e pela energia de inserção de partícula nessa zona precisam alcançar a suspensão ou movimento desejado da fase sólida de partículas, de modo que o tempo de permanência suficiente na zona seja alcançado.

[00117] A quantidade de ar alimentado à primeira zona ou zona mais superior de digestão que compreende ar alimentado com a pasta fluida de alimentação de digestor, ar que aumenta a partir de zonas de digestor e ar alimentado diretamente à primeira zona ou zona de digestor mais superior, precisa suprir uma quantidade de oxigênio que está estequiometricamente em excesso da quantidade exigida para oxidar o 4-CBA e ácido p-toluico liberados na primeira zona ou zona mais superior para ácido tereftálico, precisa sustentar o movimento de convecção da pasta fluida de CTA e precisa evitar fornecer um grande excesso de oxigênio molecular. O custo principal de oxigênio molecular excessivo em todas as zonas do digestor é a “queima de carbono” de ácido acético tipicamente excessiva e outros compostos oxidáveis presentes na pasta fluida de CTA em contraste com a energia de compressão mecânica para fornecer o ar.

[00118] Os inventores reconheceram que sob as condições de digestor reveladas, fornecer gás que aumenta sob fluxo borbulhante fornece uma taxa de dissolução de oxigênio na fase líquida que pode ser produzida suficientemente rápida para sustentar a oxidação desejada de intermediários de oxidação dissolvidos, tais como 4-CBA e ácido para-toluico. Essa provisão de suprimento de oxigênio dissolvido ocorre sem a necessidade de fornecer quantidades acima das especificadas de gás e potência de mistura total para promover o coeficiente de transferência de massa “kLa”. Em colunas de bolha, o valor de kLa está muito associado à fração de volume de bolha e a fração de volume de bolha é aumentada de maneira mais forte pela velocidade de gás superficial na região de fluxo borbulhante do que nas regiões de transição e turbulentas de batedeira. A provisão de oxigênio molecular dissolvido suficiente também depende da taxa de demanda para esse oxigênio, e as revelações no presente documento que compreendem a preparação e provisão de pasta fluida de CTA de alimentação de digestor, da quantidade de aquecimento preferencial para digestão e intervalo entre aquecimento e combinação com suprimentos frescos de ar também são importantes fatores para manter concentrações aptas de oxigênio molecular dissolvido sem recorrer a gás maior e potências de mistura total ou maiores quantidades de alimentação de ar total.

[00119] A demanda total por oxigênio molecular para a conversão desejada de intermediários de oxidação aromática para produto de TPA no digestor é surpreendentemente pequena. Tipicamente, a demanda de oxigênio estequiométrico em digestão é muito menor que 1% da demanda por oxigênio molecular na oxidação primária. Obviamente, o oxigênio molecular consumido pelas reações de queima de carbono indesejadas em digestão é aditivo, porém, o fluxo exigido total de oxigênio molecular em digestão ainda é relativamente pequeno e, tipicamente, menor que 0,5% de oxigênio molecular fornecido à oxidação inicial. Como um resultado, um digestor BCR dimensionado para tempo de permanência apto e fluxo apto de oxigênio molecular opera, tipicamente, bastante baixo, dentro do regime de fluxo borbulhante homogêneo de hidrodinâmicas de BCR.

[00120] Com o propósito de obter taxas de transferência de massa kLa aptas em combinação com hidrodinâmicas convectivas aptas, é preferencial que as taxas de alimentação de ar, geometria de vaso, temperatura e pressão de sistema, velocidades de gás superficiais e composição de pasta fluida sejam selecionadas dentro de faixas reveladas em outra parte no presente documento, de modo que a fração de resistência de gás de área média e tempo próxima ao topo da primeira zona e zona mais superior do digestor BCR sejam mais que cerca de 0,5, 1,0, 1,5 por cento e menos que cerca de 6, 4, 2 por cento. Em pelo menos uma zona de digestor BCR secundária subsequente, é preferencial que a fração de resistência de gás de área média e tempo seja de menos que cerca de 2, 1, 0,5 por cento.

[00121] Em correspondência à dissolução de oxigênio, o solvente pode passar para a fase de vapor dentro das bolhas de ar e os vapores crescentes levam a um espaço livre de vapor que contém ar e vapores orgânicos. A pressão parcial de oxigênio pode ser bastante alta nas faixas de pressão de processo reveladas. Caso não controlados, os vapores de espaço livre podem se tomar potencialmente explosivos conforme o teor de oxigênio se aproxima de cerca de 8 por cento de volume, medido após condensar os vapores de solvente e, assim, converter a medição de oxigênio em uma medição de “base seca” que corresponde à, porém, é diferente da concentração de oxigênio real nas condições de processo no espaço livre e de gás. Assim, monitorar o teor de oxigênio do espaço livre e controlar o teor de oxigênio em menos que 6% de volume de base seca é preferencial por razões de segurança de processo.

[00122] Adicionalmente, é preferencial por razões de economia de processo com relação ao custo de queima de carbono e suprimento de ar ajustar o oxigênio molecular de base seca que permanece no gás de espaço livre de digestor de modo a ser preferencialmente menor que 4% em volume, mais preferencialmente menor que 2% em volume e com máxima preferência menor que cerca de 1% em volume, todos valores de base seca. Isso fornece um método eficiente e eficaz para controlar a conversão desejada de ácido para-toluico e 4-CBA para PTA em saldo com queima de carbono de minimização. Quando todas as zonas de digestão estão dispostas verticalmente em um único BCR, esse saldo é realizado ao começar com um suprimento de ar em excesso para cada zona e cerca de 4 por cento de volume de base seca de oxigênio no gás suspenso. Então, a taxa de suprimento de ar para a zona mais inferior é diminuída até que a concentração produzida de 4- CBA em PTA comece a crescer de maneira indesejada. Ao mover para cima de zona por zona, os suprimentos de ar para várias zonas são titulados de maneira similar para a concentração de 4-CBA final em PTA produzido versus taxa de suprimento de ar reduzida. Dessa maneira a queima de carbono em excesso pode ser minimizada enquanto se mantém a pureza de PTA-alvo. No entanto, há tipicamente pequenas variações em todas as variáveis de processo, de modo que o perfil de taxa de suprimento de ar mais estritamente minimizado possa não fornecer boa estabilidade operacional, e assim pequenos aumentos em ar em excesso podem ser fornecidos a uma ou mais zonas para que se chegue ao efeito cumulativo em composição de oxigênio de gás suspenso, de acordo com as faixas preferenciais acima.

[00123] Conforme indicado acima, a disposição da entrada de pasta fluida e borrifador de ar na zona de digestor mais superior é projetada para maximizar interação das partículas e oxigênio imediatamente sob a entrada da pasta fluida de CTA aquecida na zona. De acordo com determinadas modalidades da presente invenção, não há agitação mecânica ou movimento agitado em qualquer zona do digestor. Mistura e fluxo dentro de cada zona é controlado pelo projeto da zona particular.

[00124] Preferencialmente, a pasta fluida de alimentação de digestor é liberada na primeira zona ou zona mais superior próximo à linha central axial do vaso em uma posição um pouco acima do defletor na porção inferior da zona. Conforme descrito em outra parte no presente documento, o fluxo borbulhante em colunas de bolha de diâmetro maior produz uma circulação de fluxo axial convectiva natural significativa. A fase de líquido/pasta fluida dentro de um núcleo central do vaso flui para cima e isso é contrabalanceado com uma região de anel externa que flui para baixo. Em fluxo borbulhante, esse ponto de inversão de anel nuclear do fluxo de líquido/pasta fluida é tipicamente cerca de 0,7 vezes o raio do vaso. Preferencialmente, a entrada da pasta fluida de CTA é projetada de modo que a pasta fluida seja distribuída de maneira significativamente horizontal dentro do núcleo central, porém, sem ser significativamente projetada na região externa que flui para baixo. Preferencialmente, a entrada de pasta fluida pode estar posicionada pelo menos cerca de 1 ou 2 metros acima do defletor inferior com o borrifador de ar localizado entre a entrada de pasta fluida e o defletor inferior. Esse posicionamento é projetado para reduzir as partículas de fração de pasta fluida de alimentação de digestor que são passadas mais rapidamente para baixo para o defletor, através do defletor e na zona abaixo.

[00125] Um tempo de permanência total preferencial na primeira zona de digestão pode ser de 10 minutos a 60 minutos, preferencialmente de 15 minutos a 50 minutos e com máxima preferência de 20 a 40 minutos.

[00126] É preferencial que a altura da primeira zona mais superior seja menor que cerca de 30, 20, 10 metros. Isso fornece um tempo de mistura de extremidade a extremidade da recristalização que corresponde adequadamente à primeira zona mais superior e outras cinéticas químicas com o perfil de velocidade de circulação de anel nuclear axial que se toma disponível pelas quantidades bastante pequenas de potência de mistura de gás e potência de mistura total reveladas no presente documento. De modo a aumentar a potência de mistura de gás fornecida pelas pequenas taxas de fluxo volumétrico de gás (V) reveladas no presente documento, é preferencial que a primeiras zonas mais superiores tenham uma altura que seja de mais que cerca de 1, 2, 4 metros, assim, se aumenta o termo dP na potência de mistura de gás VdP. De modo a aumentar a velocidade de gás superficial e perfil de velocidade de circulação de pasta fluida axial de convecção natural que se toma possível com as pequenas taxas de fluxo volumétrico de gás reveladas no presente documento, é preferencial que a primeira zona mais superior tenha um diâmetro interno que seja de menos que cerca de 16, 12, 10 metros. De modo a aumentar o perfil de velocidade de circulação axial de convecção natural evitando-se muita resistência de arrasto de parede da parede de vaso, é preferencial que a primeira zona mais superior tenha um diâmetro interno que seja de mais que cerca de 0,5, 1,0, 1,5 metros. Para equilibrar esses objetivos hidrodinâmicos concorrentes, é preferencial que a primeira zona mais superior tenha uma razão de diâmetro de meio de reação para altura de meio de reação de mais que cerca de 0,5, 1,0, 1,5 a 1, e menos que cerca de 16, 8, 4 a 1.

[00127] Em uma modalidade, a entrada do conduto de suprimento de pasta fluida para a primeira zona ou zona de digestão mais superior pode incluir uma unidade de defletor fixa ao topo de um cano de entrada vertical. O defletor pode estar no formato de uma placa de incidência plana aproximadamente horizontal, um cone de incidência invertido ou qualquer formato que melhore a distribuição horizontal de pasta fluida para fora da terminação do conduto de suprimento, mais preferencialmente sem deflexão significativa para baixo em direção ao defletor na porção inferior da primeira zona ou zona de digestão mais superior. Um diagrama esquemático de uma modalidade de uma unidade de defletor é mostrado na Figura 6, em que um defletor de cone invertido está posicionado sobre um cano de entrada de CTA vertical. O ângulo de deflexão pode ser variado de modo a otimizar a distribuição de pasta fluida para uma dada taxa de fluxo de entrada e outros parâmetros associados ao projeto de equipamento. Conforme indicado acima, a energia transmitida ao sistema por tal deflexão é adicionada à energia de mistura na zona mais superior e melhora a distribuição aleatória das partículas dentro da região nuclear da zona.

[00128] Opcionalmente, pelo menos um aparelho redutor de fluxo pode ser fornecido para usar a energia cinética da entrada de pasta fluida de alimentação de digestor para induzir circulação adicional do meio de reação próximo ao fim de pelo menos um conduto de suprimento de pasta fluida de alimentação de digestor.

[00129] É preferencial que pelo menos cerca de 25, 50, 75, 100 por cento da taxa de fluxo de massa de pasta fluida de alimentação de digestor que sai das aberturas de conduto de suprimento para uma zona de alimentação de digestor seja dotado de uma velocidade superficial nas respectivas aberturas de conduto de mais que pelo menos cerca de 1, 3, 5 m/s e menos que cerca de 70, 50, 30 m/s.

[001301 Opcionalmente, a pasta fluida de alimentação de digestor pode ser dividida em duas ou mais porções aproximadamente iguais de taxa de fluxo de massa e alimentada em posições axialmente separadas. Preferencialmente, essas posições de alimentação de pasta fluida são, cada uma, separadas axialmente por pelo menos cerca de 0,5, 1,0, 1,5 vezes o diâmetro interno do vaso digestor de coluna de bolhas nas elevações onde a pasta fluida de alimentação de digestor é introduzida. Determinadas combinações de composição de pasta fluida de alimentação de digestor e taxa de fluxo de massa podem indicar seleções de taxas de alimentação de ar e diâmetros de vaso que não são adequadamente misturadas com relação ao controle das composições de fase líquida local de ácido para-toluico, 4-CBA, e O2 molecular dissolvidos próximos às aberturas de alimentação de pasta fluida. Em tais casos, uma divisão de fluxo de pasta fluida de alimentação de digestor e separação axial de aberturas de introdução de pasta fluida de alimentação de digestor reduz as dificuldades de mistura ao empregar a circulação de volume de convecção natural de meio de reação fornecida principalmente por potência de mistura de gás no regime de fluxo borbulhante. A divisão do fluxo de pasta fluida de alimentação de digestor pode compreender medição de fluxo e elementos de controle de fluxo variáveis dispostos em condutos de suprimento, geometria de projeto de conduto de suprimento, tal como simetria de queda de pressão de atrito com ajuste para diferenças em cabeça de elevação, e outros meios conhecidos na técnica.

[00131] O gás da zona mais superior pode ser passado a um sistema para recuperar massa de solvente e/ou energia de eixo térmica e/ou mecânica, conforme conhecido na técnica, ou o gás pode ser combinado com gás dos sistemas de oxidação primário e/ou secundário para recuperação de massa de solvente e/ou energia de eixo térmica e/ou mecânica.

[00132] Nas zonas abaixo da zona de digestor mais superior, a taxa de alimentação de ar e a estrutura de projeto de entrada de alimentação de ar são tais que menos circulação axial de anel nuclear seja induzida conforme o fluxo superficial de volume de pasta fluida continua para baixo. Isso é beneficial a partir de uma perspectiva de eficiência de processo, porque é desejável que a partículas passem por cada uma dessas zonas de digestão adicionais inferiores de uma maneira semelhante a um fluxo de tampão. No entanto, mesmo pequenas quantidades de velocidade de gás superficial profundamente dentro do fluxo borbulhante ainda induzem circulação axial que é significativa com relação ao tempo de permanência em digestores BCRs de PTA de tamanho comercialmente relevante. Consequentemente, é preferencial usar defletores anti-incrustação para criar subdivisões axiais do volume de digestor após, mais preferencialmente abaixo, da zona de digestor que recebe a pasta fluida de alimentação de digestor. Esses defletores interrompem a continuidade de correntes de circulação axial próximas e através dos defletores, e em alguns casos de altura e diâmetro de zona, os defletores também podem suprimir a velocidade máxima das correntes de circulação de anel nuclear entre dois defletores. A revelação detalhada de adição sobre o projeto mecânico e colocação física desses defletores é fornecida em outra parte no presente documento.

[00133] Conforme anteriormente indicado, a maior porção do ar alimentado ao digestor é alimentada à primeira zona de digestão. Assim, de 50 a 90% de massa do ar injetado no digestor pode ser injetado na primeira zona. O restante pode ser dividido entre as segundas zonas e zonas de digestão adicionais em porções iguais ou em razões variantes ajustadas, conforme revelado em outra parte no presente documento.

[00134] Conforme descrito acima, uma vantagem do uso de reatores de coluna de bolhas é a redução de custos de equipamento capital e a exigência de energia contínua associada à operação e manutenção de agitadores mecânicos. Em comparação com a tecnologia anterior para digestão oxidativa, por exemplo, o documento n- U.S. 7.393.973, as modalidades da presente invenção podem reduzir custos de capital instalado para um sistema digestor CTA, que compreende vasos muito grandes, equipamento e tubulação produzidos a partir de titânio, para mais de $10.000.000 em uma instalação dimensionada nas presentes capacidades de cerca de 1.000 toneladas por ano de TPA. Essas economias são um resultado de combinar a preferência anterior por múltiplos vasos em série com um único vaso com volume total menor, sem agitação mecânica e sem meios de aquecimento separados para os vasos separados. As economias em potência de motor elétrico estão para além de 300 quilowatts. As economias em serviço de aquecimento de pasta fluida de digestor estão para além de 10 por cento evitando-se o uso de solvente vaporizado sem comprometer a habilidade em purificar CTA em baixas temperaturas favoráveis. As economias em capacidade de projeto e em custos operacionais para um sistema de purificação de depuração de filtrado de reciclo é de cerca de 10 por cento.

[00135] O documento n- U.S. 7.393.973 revela que a energia mecânica para acionar os reatores de digestão CSTR é de 0,2 a 0,8 quilowatts por metro cúbico (kW/m3) da pasta fluida de reação de digestão. Os presentes inventores calcularam que em um sistema digestor CSTR convencional existente com dois vasos de tamanhos iguais, o total de consumo de energia de agitador mecânico e potência de mistura de gás é de aproximadamente 0,3 Watt/kg. Em contraste, a potência de energia do digestor de BCR da presente invenção que processa a mesma alimentação de digestor é estimada em ter apenas potência de mistura de gás equivalente a cerca de 0,02 Watt/kg. Assim, o custo de consumo de energia do método de acordo com a presente invenção é significativamente menor que aquele de métodos tipo CSTR.

[00136] A altura total das zonas dispostas para sedimentação de partícula de tipo fluxo de tampão abaixo da zona de digestão mais superior pode variar de 1,0 para 5,0 vezes o comprimento da zona mais superior, preferencialmente de 1,5 para 4 vezes o comprimento e com máxima preferência, pelo menos duas vezes o comprimento da zona mais superior. A razão da altura total das zonas de digestor adicionais inferiores para o diâmetro de uma zona de digestor adicional inferior pode ser de 2/1 para 12/1, preferencialmente 3/1 para 8/1 e com máxima preferência 4/1.

[00137] O número total de zonas de digestão adicionais inferiores é determinado pelo número de defletores horizontais colocados na coluna para segregar zonas individuais. O número mínimo de defletores no digestor é um, sendo que a coluna poderia conter uma primeira zona mais bem misturada mais superior e uma zona de digestão de fluxo de tampão mais adicional inferior. Preferencialmente, a coluna contém mais que um defletor e menos que 10 defletores, preferencialmente de 2 a 8 defletores e com máxima preferência de 3 a 6 defletores, o que fornece um número correspondente de zonas de digestor adicionais inferiores que têm velocidade de gás superficial reduzida com relação à primeira zona mais superior.

[00138] Em uma modalidade de acordo com a invenção, o diâmetro da coluna de digestor é constante do topo ao fundo. Em outras modalidades, a coluna pode ser construída de modo que o diâmetro varie de zona para zona. Por exemplo, o diâmetro das zonas inferiores pode ser menor que o diâmetro da zona mais superior, de modo que uma alta razão de altura/diâmetro (H/D) seja obtida, de modo a promover passagem de fluxo de tampão controlada através das zonas secundárias com exigência mínima de levantamento de gás. Por outro lado, a zona mais superior pode ser estruturada para ter mistura convectiva eficaz com menos exigência de potência de levantamento de gás.

[00139] Conforme descrito anteriormente, as partículas de CTA da pasta fluida obtidas a partir do sistema de oxidação primária são não uniformes em formato e distribuição de tamanho de partícula. Devido à maturação de Ostwald que ocorre no digestor, a distribuição de tamanho de partícula pode tipicamente alargar e estreitar conforme os sólidos progridem através das zonas de digestor. Os inventores reconheceram que, de modo a conduzir de maneira eficaz a digestão da presente invenção, a relação entre tamanho de partícula e morfologia e taxa de sedimentação precisa ser considerada. A temperatura de digestão pode ser um importante parâmetro dentro de tal consideração. Os inventores aprenderam que temperaturas de digestão mais elevadas resultam em tamanho de partícula aumentado. Por exemplo, a digestão em temperaturas de aproximadamente 240 a 260 °C pode resultar em partículas de aproximadamente 200 microns, e partículas de tal tamanho têm urna taxa de sedimentação muito maior, mesmo quando a sedimentação é impedida por estar em uma pasta fluida com fração de sólidos, conforme revelado no presente documento.

[00140] Consequentemente, em modalidades preferenciais da invenção, a temperatura da digestão em cada uma das zonas está em uma faixa de aproximadamente 180 a 230 °C, preferencialmente 190 a 220 °C e com máxima preferência 200 a 210 °C.

[00141] Opcionalmente, a primeira zona de digestão mais superior pode ser operada em temperatura mais elevada ou em temperatura inferior a pelo menos uma das zonas de digestão subsequentes por um diferencial de temperatura de cerca de 40, 20,10, 5 °C. Esse diferencial de temperatura pode ser útil para equilibrar a remoção de intermediários de oxidação, por exemplo, 4-CBA, com reações de queima de carbono e/ou distribuição de tamanho de partícula resultante. O aquecimento de uma zona subsequente pode ser executado com o uso de qualquer um dos métodos de aquecimento revelados no presente documento. O resfriamento de uma zona subsequente pode ser efetuado adicionando-se uma massa de solvente líquido resfriador, por superfícies de troca de calor, preferencialmente superfícies mecanicamente raspadas, com o uso de um fluido de resfriamento e por resfriamento evaporative que compreende alimentação de gás e redução de pressão, contanto que outros aspectos da invenção que relativos às taxas de gás superficial, pressões de sistema e temperaturas de operação sejam mantidos em faixas reveladas.

[00142] Preferencialmente, o produto de PTA sólido formado por digestão com o uso de uma ou mais dentre as modalidades inventivas reveladas no presente documento compreende essencialmente partículas que têm um tamanho de partícula médio, que é D(4,3), de pelo menos cerca de 30 microns, mais preferencialmente na faixa de cerca de 35 a cerca de 200 microns, ainda mais preferencialmente na faixa de cerca de 40 a cerca de 160 microns e com máxima preferência na faixa de 45 a 120 microns. Preferencialmente, o produto de TPA sólido compreende essencialmente partículas que têm um valor medido de D(v,0,l) na faixa de cerca de 5 a cerca de 60 microns, mais preferencialmente na faixa de cerca de 10 a cerca de 50 microns e com máxima preferência na faixa de 15 a 40 microns. Preferencialmente, o produto de TPA sólido compreende essencialmente partículas que têm um valor medido de tamanho de partícula mediano, que é D(v,0,5), na faixa de cerca de 25 a cerca de 160 microns, mais preferencialmente na faixa de cerca de 30 a cerca de 100 microns e com máxima preferência na faixa de 35 a 80 microns. Preferencialmente, o produto de TPA sólido compreende essencialmente partículas que têm um valor medido de D(v,0,9) na faixa de cerca de 40 a cerca de 300 microns, mais preferencialmente na faixa de cerca de 60 a cerca de 250 microns e com máxima preferência na faixa de 80 a 200 microns. Preferencialmente, o produto de TPA sólido compreende essencialmente partículas que têm um valor medido de propagação relativa ao tamanho de partícula na faixa de cerca de 0,6 a cerca de 5,0, mais preferencialmente na faixa de cerca de 0,9 a cerca de 4,0 e com máxima preferência na faixa de 1,2 a 2,5. Preferencialmente, o produto de TPA sólido compreende essencialmente partículas que têm uma área de superfície BET média de menos que cerca de 0,25 metros quadrados por grama (m2/g), mais preferencialmente na faixa de cerca de 0,005 a cerca de 0,2 m2/g e com máxima preferência na faixa de 0,01 a 0,18 m2/g.

[00143] Devido ao gás muito baixo e potência de mistura total incorporados na presente invenção, é preferencial que a combinação de distribuição de tamanho de partículas sólidas, fração de sólidos na pasta fluida e composição temperatura e pressão de meio líquido, sejam selecionadas para fornecer as seguintes faixas de taxa de sedimentação. E preferencial que a taxa de sedimentação livre do tamanho de partícula D(4,3) médio das partículas PTA que deixam as zonas de digestor seja menor que cerca de 120, 100, 80 metros por hora. No luar de medição física em condições de processo reais com o uso de partículas individuais separadas de tamanho apto, essa taxa de sedimentação livre pode ser calculada com o uso da lei de Stokes com um formato de partícula esférico assumido conforme conhecido na técnica. Adicionalmente, é preferencial que a taxa de sedimentação impedida da pasta fluida das partículas PTA que deixam as zonas de digestor seja de menos que cerca de 30, 20, 10 metros por hora. No lugar de medição física em condições de processo reais, essa taxa de sedimentação impedida pode ser calculada multiplicando-se a taxa de sedimentação de velocidade terminal de lei de Stokes calculada acima do tamanho de partícula D(4,3) médio vezes um fator de correção de concentração de pasta fluida, que é denominado frequentemente como método Richardson e Zaki, em que épsilon é a fração de volume de líquido na pasta fluida: Taxa de sedimentação livre = Taxa de lei de Stokes * épsilonA2 * épsilon A2,65

[00144] Uma saída de gás de escape no top da zona mais superior pode ser equipada com um sistema de monitoramento de oxigênio para determinar o teor de oxigênio. A saída de escape pode transferir o gás de escape para um sistema condensador para recuperar o solvente evaporado e outros materiais orgânicos voláteis presentes ou podem reciclar o gás de escape para o sistema de oxidação primária.

[00145] O digestor de coluna de bolhas de acordo com a presente invenção pode ter de 1 a 5 zonas secundárias inferiores abaixo da zona mais superior. A altura total da coluna pode ser de 16 a 40 metros, preferencialmente 20 a 30 metros e com máxima preferência 22 a 28 metros. O diâmetro da coluna pode ser de 1,0 metro a 8,0 metros, preferencialmente 2,0 a 6,0 metros e com máxima preferência aproximadamente 3,0 a 5,0 metros.

[00146] O comprimento vertical da zona mais superior pode ser de 4 a 12 metros, preferencialmente 6 a 10 metros e com máxima preferência aproximadamente 8 metros. Os comprimentos verticais das zonas de digestão inferiores podem ser de 2 a 6 metros e o projeto real será com base no caráter de fluxo de tampão máximo nas zonas inferiores.

[00147] Cada zona pode ter o mesmo diâmetro ou, de acordo com parâmetros de projeto especial, o diâmetro pode ser variado de zona para zona. Por exemplo, conforme mostrado na Figura 3, o diâmetro da zona de digestão mais superior pode ser maior que o diâmetro das zonas inferiores. O número de zonas é determinado pelo número de defletores colocados na coluna. Nenhum dispositivo de movimento agitado mecânico é necessário em nenhuma das zonas. A estrutura dos defletores foi fornecida anteriormente na descrição da modalidade de método.

[00148] Um sistema de produção de PTA esquemático de acordo com a única modalidade de BCR da presente invenção é mostrado na Figura 1. De acordo com a pasta fluida de CTA de corrente de fluxo de produção obtida a partir de um sistema de oxidação primária que contém uma unidade de oxidação BCR primária e uma unidade de oxidação BCR secundária é injetada em uma zona mais superior de um BCR que contém cinco zonas verticalmente dispostas segregadas por defletores horizontais. A colocação opcional de unidades de injeção de ar para a primeira zona é indicada por localizações de HP Al enquanto localizações de HPA2 são unidades de injeção de ar opcionais para as segundas zonas e zonas de digestão subsequentes verticalmente abaixo da primeira zona de digestão. Em cada caso, uma ou mais dentre as entradas HPA1 e HPA2 pode estar presente nas localizações indicadas.

[00149] Altemativamente, em outra modalidade, dois ou mais reatores BCR podem ser empregados, sendo que o primeiro vaso corresponde à zona de digestor mais superior que recebe primeiro a pasta fluida de alimentação de digestor e o segundo reator BCR recebe a pasta fluida de processo do primeiro BCR. Como o custo capital para um BCR é significativamente menor que um CSTR, tal sistema de duas colunas é econômico.

[00150] De acordo com esta modalidade da presente invenção, as zonas sequenciais podem ser separadas em duas ou mais colunas de bolha em série, sendo que o primeiro BCR é estruturado para mistura mais convectiva, conforme descrito acima para a primeira zona de digestão mais superior do sistema de BCR único e do subsequente um ou mais BCRs que são estruturados para ter RTDs que se aproximam mais de passagem tipo fluxo de tampão da pasta fluida de partícula, conforme descrito para as zonas de digestão adicionais inferiores. Assim, a presente invenção também inclui um sistema de digestão de coluna de bolhas que compreende: uma primeira unidade de BCR, estruturada para fluxo de convecção; e pelo menos uma unidade de BCR estruturada para fluxo de tampão em série depois da primeira unidade de BCR; em que a primeira unidade de BCR compreende: uma entrada de pasta fluida em uma posição vertical de quadrante inferior da coluna; uma entrada de gás que contém oxigênio abaixo da entrada de pasta fluida; uma saída de pasta fluida em um fundo da coluna; uma saída de escape de gás em um topo da coluna equipada com um monitor de teor de oxigênio; e opcionalmente, um defletor horizontal entre a entrada de gás e a saída de pasta fluida; e em que a pelo menos uma segunda unidade de BCR compreende: de 1 a 5 zonas horizontalmente segregadas, cada zona opcionalmente equipada com uma entrada de gás oxigênio; defletores horizontais entre cada zona; uma entrada de pasta fluida em uma zona mais elevada; e uma saída de pasta fluida em um fundo da unidade de BCR; em que pelo menos uma zona é equipada com uma entrada de gás oxigênio.

[00151] De acordo com essa modalidade, a revelação de alimentação de digestor e estrutura e disposição de entrada de gás oxigênio para a primeira zona mais superior da modalidade de BCR único também é aplicável à estrutura e disposição do primeiro BCR da modalidade de múltiplos BCRs. Da mesma forma, a revelação de estrutura e disposição para as segundas ou mais zonas verticalmente abaixo da primeira zona mais superior do sistema de BCR único é aplicável ao segundo BCR e BCRs subsequentes opcionais do sistema de múltiplos BCRs.

[00152] Em uma modalidade adicional, o sistema de digestão de coluna de bolhas que tem pelo menos duas unidades de BCR está livre de agitação mecânica. A primeira unidade é estruturada para otimizar fluxo convectivo que tem uma altura de pelo menos 8 metros e uma razão H/D de 4 ou menos, preferencialmente a razão H/D é de 3 ou menos e com máxima preferência a razão H/D é de cerca de 2.

[00153] A primeira unidade de BCR é projetada para ter fluxo convectivo em que um núcleo central de fluxo borbulhante ascendente é contrabalanceado com uma região de anel externa de fluxo para baixo. A entrada da pasta fluida de CTA é projetada de modo que a pasta fluida seja rapidamente distribuída dentro do núcleo central sem que seja projetada na região externa de fluxo para baixo onde o teor de oxigênio seria reduzido. A entrada de pasta fluida pode estar posicionada no quadrante inferior do BCR, aproximadamente 1 ou 2 metros acima do borrifador de ar localizado entre a entrada de pasta fluida e a saída de pasta fluida no fundo do BCR. Conforme descrito acima, esse posicionamento é projetado para maximizar o fluxo de partículas para cima na região de núcleo central onde a interação com o oxigênio é maior antes das partículas se moverem para baixo para a saída de pasta fluida.

[00154] O borrifador pode ser construído em uma estrutura em formato de estrela ou aro de roda, de modo a fornecer de maneira eficaz o fluxo borbulhante. A construção do sistema de borrifador com relação ao tamanho, espaçamento, ângulo, etc., de orifício é convencionalmente conhecida e pode ser comercialmente projetada e obtida.

[00155] O sistema de borrifador de ar pode ser equipado com um “sistema de lavagem”, de modo que o vapor de água e/ou lavagem ácida de alta pressão (HP) seja misturada com o ar e passada pelo borrifador para evitar incrustação de sólido do borrifador.

[00156] Uma saída de gás de escape no topo da unidade de BCR pode ser equipada com um sistema de monitoramento de oxigênio para determinar o teor de oxigênio. A saída de escape pode transferir o gás de escape para um sistema condensador para recuperar o solvente evaporado e outros materiais orgânicos voláteis presentes ou podem reciclar o gás de escape para o sistema de oxidação primária.

[00157] Um defletor, tal como o descrito acima, pode estar localizado abaixo do borrifador de ar e da saída de pasta fluida.

[00158] A saída de pasta fluida está conectada a uma zona mais elevada de uma segunda unidade de BCR por meio de uma linha de transferência que tem, opcionalmente, uma unidade de bomba de transferência. Conforme descrito, a segunda unidade de BCR é projetada para fluxo de tampão e pode ter de 1 a 5 zonas horizontalmente segregadas distinguidas por defletores, conforme anteriormente descrito. Pelo menos uma zona da segunda unidade de BCR é equipada com uma entrada de ar e, opcionalmente, cada uma das outras zonas pode ser independentemente equipada com um borrifador de ar. A altura total da segunda unidade de BCR pode ser de 16 a 40 metros, preferencialmente 20 a 30 metros e com máxima preferência 22 a 28 metros. O diâmetro da coluna pode ser de 1,0 metros a 8,0 metros, preferencialmente 2,0 a 6,0 metros e com máxima preferência aproximadamente 3,0 a 5,0 metros.

[00159] Os comprimentos verticais das zonas de fluxo de tampão individuais podem ser de 2 a 6 metros e o projeto real será com base no caráter de fluxo de tampão otimizado nas zonas.

[00160] Cada zona pode ter o mesmo diâmetro ou, de acordo com parâmetros de projeto especial, o diâmetro pode ser variado de zona para zona. O número de zonas é determinado pelo número de defletores colocados na coluna. Nenhum dispositivo de movimento agitado mecânico é necessário em nenhuma das zonas. No entanto, em sistemas instalados de acordo com a presente invenção, a agitação mecânica pode estar presente.

[00161] Um diagrama esquemático de um sistema de digestão de dois BCRs, de acordo com uma modalidade da presente invenção, é mostrado na Figura 2. Neste diagrama, o sistema de oxidação primária, conforme mostrado na Figura 1, não é repetido. Como na Figura 1, a colocação opcional de unidades de injeção de ar para o BCR de primeira zona é indicada por localizações HPA1 enquanto localizações HPA2 são localizações de colocação opcional para as unidades de injeção de ar para a segunda zona e zonas de digestão de BCR subsequentes. Em cada caso, uma ou mais dentre as entradas HP Al e HPA2 estão presentes nas localizações indicadas.

[00162] Conforme descrito anteriormente, a pasta fluida de CTA pode ser aquecida em uma unidade de troca de calor antes de entrar no BCR ou pode ser aquecida dentro do BCR.

[00163] Vantagens adicionais e outros recursos da presente invenção se tomarão aparentes àqueles de habilidade comum na técnica sob examinação da descrição supracitada ou podem ser aprendidos a partir da prática da presente invenção. As vantagens da presente invenção podem ser realizadas e obtidas conforme particularmente apontado nas reivindicações anexas. Conforme será realizado, a presente invenção tem capacidade para outras modalidades e modalidades diferentes, e seus diversos detalhes têm capacidade para modificações sem se afastar da essência da presente invenção.

Claims

1. Sistema de digestão oxidativa para purificação de ácido tereftálico, caracterizado pelo fato de que compreende: uma série de pelo menos duas zonas de digestão oxidativas arranjadas verticalmente em um reator de coluna de bolhas (BCR); uma entrada de reagente localizada em uma porção inferior da primeira zona de digestão mais superior; entradas de suprimento de gás oxigênio para a primeira zona de digestão mais superior e pelo menos uma zona em série verticalmente abaixo da primeira zona mais superior; pelo menos um defletor horizontal localizado entre a primeira zona mais superior e a segunda zona verticalmente abaixo; pelo menos um defletor horizontal localizado entre cada zona verticalmente adjacente respectiva quando mais que uma zona está presente abaixo da primeira zona mais superior; uma saída de pasta fluida de produto no fundo da pelo menos uma coluna de bolhas, em que o sistema de digestão oxidativa está a jusante do fluxo de reação de um reator de oxidação primária e recebe um produto de reação bruta do reator de oxidação primária, cada suprimento de gás oxigênio compreende uma unidade de distribuidor de gás que alimenta o gás oxigênio na zona como um fluxo borbulhante tendo uma velocidade superficial ascendente do gás de 4 cm/s a 10 cm/s, e cada defletor horizontal compreende uma bandeja tendo múltiplas superfícies inclinadas em formato invertido com múltiplas áreas abertas de modo que menos de 50% de um total da área da superfície externa exposta voltada para cima do defletor horizontal compreende a superfície plana inclinada a menos de 35° da horizontal, e a série de pelo menos duas zonas de digestão oxidativa dispostas verticalmente em um reator de coluna de bolhas está livre de agitação mecânica.

2. Sistema de oxidação de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que compreende adicionalmente uma saída de gás de escape tendo um sistema de monitoramento de teor de oxigênio.

3. Sistema de oxidação de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que uma altura total da coluna de bolhas é de 16 a 40 metros.

4. Sistema de oxidação de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que um diâmetro de todas as zonas é o mesmo e é de 1,0 metro a 8,0 metros.

5. Sistema de oxidação de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que compreende 3 a 5 zonas arranjadas verticalmente abaixo da primeira zona mais superior.

6. Sistema de oxidação de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que uma altura para razão de diâmetro da primeira zona mais superior é de 1/1 para 4/1.

7. Sistema de oxidação de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o defletor horizontal compreende uma pluralidade de membros de defletor lateralmente espaçados.

8. Sistema de oxidação de acordo com a reivindicação 7, caracterizado pelo fato de que os membros de defletor lateralmente espaçados compreendem cada uma superfície externa exposta substancialmente cilíndrica.

9. Sistema de oxidação de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o defletor horizontal compreende uma superfície externa exposta voltada para cima conformada em V invertida.

10. Sistema de oxidação de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que cada defletor horizontal compreende área aberta de a partir de 25 a 75 % da área horizontal total do defletor.

11. Método para purificação de ácido tereftálico em bruto a ser conduzido no sistema de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que compreende: a) obter uma pasta fluida de alimentação de digestor de partículas de ácido tereftálico (CTA) em bruto, compreendendo ácido tereftálico, 4-carboxibenzaldeído e ácido p-toluico em um solvente líquido consistindo em ácido acético aquoso e um sistema catalisador compreendendo pelo menos um sal de cobalto e pelo menos um sal de manganês ; b) alimentar a pasta fluida de ácido tereftálico em bruto a uma primeira zona de digestão de um sistema de coluna de bolhas; c) aquecer a pasta fluida de ácido tereftálico em bruto a uma temperatura de a partir de cerca de 150 °C a cerca de 280°C antes de entrar para a primeira zona de digestão ou quando dentro da primeira zona de digestão; d) suprir gás oxigênio à primeira zona de digestão onde a velocidade superficial do gás aumentando próximo ao topo da primeira zona de digestão é em uma faixa de a partir de cerca de 0,1 cm/s a cerca de 8 cm/s; e) pelo menos parcialmente dissolver partículas de ácido tereftálico em bruto no ácido acético liberando assim pelo menos algum 4- carboxibenzaldeído e ácido p-toluico das partículas e expondo o 4- carboxibenzaldeído e ácido p-toluico dissolvidos ao oxigênio para efetuar oxidação para ácido tereftálico, e para obter uma pasta fluida de digestor de primeiro estágio; f) passar a pasta fluida de digestor de primeiro estágio para uma segunda zona de digestão que é opcionalmente localizada verticalmente abaixo da primeira zona de digestão; g) suprir gás oxigênio para uma porção inferior da segunda zona de digestão; em que uma taxa de suprimento do gás oxigênio à segunda zona de digestão é menor que a taxa de suprimento para a primeira zona de digestão; e h) dissolver e liberar 4-carboxibenzaldeído e ácido p-toluico adicionais das partículas e expor o 4-carboxibenzaldeído e ácido p-toluico dissolvidos ao oxigênio para efetuar oxidação adicional para ácido tereftálico, e para obter uma pasta fluida de digestor de segundo estágio; i) mover a pasta fluida de digestor de segundo estágio através de uma ou mais zonas de digestão adicionais estruturadas similares à segunda zona de digestão e opcionalmente verticalmente abaixo da segunda zona de digestão; j) remover a pasta fluida de cristal de ácido tereftálico resultante da última zona de digestão; e k) isolar as partículas de cristal de ácido tereftálico obtidas.

12. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que a velocidade superficial do gás aumenta na segunda zona de digestão é menor que 1 cm/sec.

13. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que um tamanho de partícula médio do ácido tereftálico em bruto é de 20 a 150 microns.

14. Método de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que uma área de superfície Braunauer-Emmett-Teller (BET) do ácido tereftálico em bruto é de 0,6 a 4,0 m2/g.

15. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que um tempo de retenção das partículas na primeira zona de digestão é de 10 a 60 minutos.

16. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que uma temperatura da pasta fluida de CTA dentro da primeira zona de digestão é de 180 a 230°C.

17. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que uma temperatura de pelo menos uma zona de digestão é pelo menos 10°C mais alta do que a temperatura da pasta fluida de CTA quando obtida a partir de um sistema de oxidação primário.

18. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que um tempo de residência total das partículas de ácido tereftálico nas primeira e segunda zonas de digestão é de 60 a 120 minutos.

19. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que um teor de oxigênio do gás de escape é 6 % em volume ou menos, de acordo com medição em base seca.

20. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que um tamanho de partícula médio da partícula de ácido tereftálico na saída da digestão é de 60 a 100 microns.

21. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que um potencial de mistura com gás somada para todas as zonas da digestão é menor que cerca de 0,2 Watt/kg de pasta fluida.

22. Método de acordo com a reivindicação 21, caracterizado pelo fato de que o potencial de mistura com gás somada para todas as zonas da digestão é menor que cerca de 0,05 Watt/kg de pasta fluida.

23. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que uma retenção de bolha de área média e tempo médio máxima da coluna de bolhas é menor que cerca de 6 porcento.

24. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que uma retenção de bolha de área média e tempo médio máxima de pelo menos uma zona da coluna de bolhas é menor que cerca de 2 porcento.

25. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que uma distribuição do tempo de residência (RTD) de digestão geral para cada uma das fases de pasta fluida sólida, líquida e combinada tem uma Fração de Massa Cumulativa (CMF (0,5)) de menos que cerca de 0,35 e uma CMF (1,5) de mais que cerca de 0,80.

26. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que pelo menos cerca de 25 porcento do suprimento de oxigênio molecular para a primeira zona de digestão é combinado com a pasta fluida de CTA dentro de cerca de 8 minutos após a pasta fluida de alimentação de digestor é primeiro aquecida pelo menos cerca de 10°C acima da temperatura na saída de oxidação inicial.

27. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que pelo menos cerca de 25 porcento do suprimento de oxigênio molecular para a primeira zona de digestão é alimentado na primeira zona de digestão comisturada com a pasta fluida de alimentação de digestor.

28. Método de acordo com a reivindicação 11, caracterizado pelo fato de que a temperatura de pelo menos cerca de 50 % de pasta fluida de alimentação de digestor é aumentada por pelo menos cerca de 10 °C usando pelo menos um aparelho trocador de calor sem contato situado externo à coluna de bolhas.

29. Método de acordo com a reivindicação 28, caracterizado pelo fato de que pelo menos cerca de 25 porcento do suprimento de oxigênio molecular para a primeira zona de digestão é misturado com a pasta fluida de alimentação de digestor antes da saída do trocador de calor externo.

30. Sistema de digestão de coluna de bolhas incluído no sistema de digestão oxidativa como definido na reivindicação 1 para purificação de ácido tereftálico, caracterizado pelo fato de compreende: urna primeira unidade de BCR, estruturada para fluxo de convecção; e pelo menos uma unidade de BCR estruturada para fluxo de tampão em série seguindo a primeira unidade de BCR; em que o sistema de digestão da coluna de bolhas está no fluxo de reação a jusante de um reator de oxidação primária e recebe um produto de reação bruta do reator de oxidação primária, a primeira unidade de BCR compreende: uma entrada de pasta fluida em uma posição vertical da coluna; uma entrada de gás contendo oxigênio abaixo da entrada de pasta fluida; uma saída de pasta fluida em um fundo da coluna; uma saída de gás de escape em um topo da coluna equipada com um monitor de teor de oxigênio; e um defletor horizontal entre a entrada de gás e a saída de pasta fluida; e em que a pelo menos uma segunda unidade de BCR compreende: de 1 a 5 zonas horizontalmente segregadas; defletores horizontais entre cada zona, em que cada defletor horizontal compreende uma bandeja tedno várias superfícies inclinadas em forma invertida com várias áreas abertas, de modo que menos de 50% de um total da área de superfície externa exposta voltada para cima do defletor horizontal compreende uma superfície plana inclinada a menos de 35° da horizontal; uma entrada de pasta fluida em uma zona mais alta; e uma saída de pasta fluida em um fundo da unidade de BCR; em que pelo menos uma zona é equipada com uma entrada de gás oxigênio que alimenta o gás oxigênio na zona como um fluxo borbulhante com uma velocidade superficial ascendente do gás de 4 cm/s a 10 cm/s, e cada unidade BCR do sistema está livre de agitação mecânica.