DE10001477A1 - Diskontinuierliches Polykondensationsverfahren und Rührscheibenreaktor hierfür - Google Patents
Diskontinuierliches Polykondensationsverfahren und Rührscheibenreaktor hierfürInfo
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Abstract
Verfahren zur diskontinuierlichen Herstellung von Granulat aus Polykondensationspolymeren durch Präkondensation eines Oligomeren bei 5 bis 400 mbar und nachfolgende Polykondensation in einem Rührscheibenreaktor und anschließende Granulierung. Die Schleppflächendichte liegt im Bereich des Austragsstutzens zwischen 1 und 8 m·2· pro m·3· Reaktorraum und wird mit wachsender Entfernung vom Austragsbereich stetig erhöht. Innerhalb des Reaktors besteht ein Viskositätsgefälle zwischen dem vom Austragsstutzen entferntesten Bereich zu der Zone des Austragsstutzens. Es wird der thermische Abbau der aus dem Reaktor abfließenden Polymerschmelze während der Dauer des Granulierens kompensiert. DOLLAR A Der Rührscheibenreaktor mit horizontaler Längsachse hat etwa die Form eines einfachen oder doppelten Kegelstumpfes. Der Reaktor hat rotierbare, senkrechte Produktschleppflächen und dazwischen ortsfeste Abstreifer.
Description
Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zur diskontinuierlichen
Herstellung von Granulat aus Polykondensationspolymeren mit einer
dynamischen Viskosität im Bereich von etwa 100 bis 1600 Pa.s bei der
jeweiligen Polykondensationstemperatur durch Präkondensation eines
niedermolekularen Oligomeren, bei einem Druck von 5 bis 400 mbar (abs.)
in einem beliebigen Autoklaven, nachfolgende Polykondensation des
Präkondensates in einem Rührscheibenreaktor mit horizontaler Achse und
senkrechten Produkt-Schleppflächen sowie einem Austragsstutzen, einem
Brüdenstutzen, mindestens einem Einfüllstutzen, und mindestens einem
Rückführstutzen, und abschließendes Granulieren des Polykondensates.
Die Erfindung bezieht sich auch auf einen Rührscheibenreaktor mit
horizontaler Achse und senkrechten Produkt-Schleppflächen sowie
mindestens einem Einfüllstutzen, mindestens einem Rückführstutzen,
einem Brüdenstutzen, einem Austrittsstutzen und Mitteln zur Beheizung
des Reaktors für die diskontinuierliche Polykondensation eines
Präkondensates zu einem Polykondensationspolymer mit einer dynamischen
Viskosität im Bereich von etwa 100 bis 1600 Pa.s bei der jeweiligen
Polykondensationstemperatur.
Prozesse und Reaktoren zur chargenweisen (diskontinuierlichen)
Erzeugung von Kondensationspolymeren, insbesondere von Polyestern,
in der Schmelzephase und die im Anschluß an die Polykondensation
erfolgende Granulierung der Produktschmelzen sind bekannt. Die
besondere Bedeutung des Batchprozesses liegt in seiner Flexibilität
bezüglich veränderter Produktformulierungen und in einem verlustarmen
Wechsel der Produktrezeptur. Bestehende Batchanlagen werden überwiegend
zur Synthese von Polyethylenterephthalat (PET) und von Copolyestern auf
Basis PET eingesetzt. Einer ersten Prozessstufe zur Erzeugung eines
Präpolymeren (als Veresterungsprodukt beim Terephthalsäure-Verfahren
oder als Umesterungsprodukt beim Dimethylterephthalat-Verfahren) folgt
ein Rührautoklav zur Polykondensation des Präpolymeren unter Vakuum.
Die Rührautoklaven in konventionellen Anlagen sind stehende Reaktoren
mit senkrechter Rührerwelle und speziellen, dem Behälterboden (in
Halbkugel- oder Konusform) angepaßten Wendelrührern.
Die Nachteile dieser bekannten Rührautoklaven sind am Beispiel eines
PET-Batchprozesses:
- a) Batchgrößen von maximal 4 bis 6 t;
- b) eine geometrisch begrenzte, spezifische Oberfläche von etwa 1,3 m2/t im Reaktor;
- c) eine in der vertikalen Richtung limitierte Produktförderung (es dominiert die Rührerbewegung in der horizontalen Umfangsrichtung);
- d) eine eingeschränkte Intensität des Stoffaustausches mit der praktischen Konsequenz längerer Reaktionszeiten, begrenzter Anlagenkapazitäten und Viskositäten (IV ≦ 0,66 dl/g), forcierter End-Betriebsvakua (höchstens 0,4 mbar abs.), einer wirtschaftlichen Fahrweise nur mit erhöhtem mechanischen Energieeintrag und gehobenen Polymerendtemperaturen (≧ 290°C), Kapazitätseinbußen und Viskositätsbeschränkungen bei reduzierten Temperaturen oder Betriebsvakua, mit der Chargen- bzw. Anlagengröße zunehmende Polymerendtemperaturen;
- e) gesteigerte Viskositätsschwankungen, z. B. ΔIV ≦ 0,03 dl/g bei IV = 0,65 dl/g, im Granulat infolge des thermischen Viskositätsabbaus der Schmelze während des Granuliervorganges sowie zusätzliche Regelabweichungen von ΔIVR ≦ 0,01 dl/g in der Chargenfolge;
- f) Polymerverluste von etwa 0,65 Gew.-% beim regelmäßigen Freispülen des Austragssystems vor der Granulierung;
- g) erhöhter Acetaldehyd-Gehalt und geminderte Farbqualität der PET- Polymere.
Zur Beschleunigung der Reaktion beim konventionellen Autoklaven ist
eine Oberflächenvergrößerung bis zum 1,5-fachen Betrag durch eine
Neigung der Behälterachse von bis zu 48° aus der Vertikalen
vorgeschlagen worden (EP 0 753 344 A2). Bedenken gegen diese Maßnahme
ergeben sich aber aus einer komplizierten, teuren Mechanik des Rührers
und der Unsicherheit bei der Beherrschung von Querkräften und
Unwuchten.
Bessere Möglichkeiten zur Steigerung der spezifischen Produktoberfläche
(um einen Faktor von ca. 15 bis 30) und zu einer Erhöhung der
Produktviskositäten lassen sich in einem liegenden Ringscheibenreaktor
mit im wesentlichen in senkrechten Bahnen rotierenden
Rührerschleppflächen und frei fallenden Filmen (Schleiern) innerhalb
der Ringscheiben realisieren (US-Patente 3,499,873 und 3,617,225).
Hauptproblem bei im Chargenbetrieb getesteten, zylindrischen
Ringscheibenreaktoren war ein ungenügendes Entleerungsverhalten des
Apparates. Dies trifft erst recht zu auf Ringscheibenreaktoren mit
Kegelstumpfform und Produktaustritt in dem Reaktorbereich mit dem
geringsten Durchmesser. Bei Reaktoren ohne Begehbarkeit bestehen auch
Montageprobleme beim Trennblecheinbau. Die im US-Patent 4,540,774
beschriebenen Reaktoren mit von einem Käfig getragenen Ringscheiben
sind nur für den kontinuierlichen Betrieb konzipiert.
Ein besseres Entleerungsverhalten zeigt das im DD-Patent 52 942
beschriebene, sich an beiden Enden verjüngende Polykondensationsgefäß.
Die schöpfkellenartigen Rührelemente begrenzen aber die Ausbildung
freier Produktoberflächen und sind für höhere Viskositäten ungeeignet.
Hält man zugunsten hoher Polymerendviskositäten (z. B. IV ≦ 0,82 dl/g
im Fall von PET) am Konzept eines Rührscheibenautoklaven mit einzelnen,
durch Abstreifelemente getrennten Rührscheibenelementen fest
(US-Patente 3,346,242 und 3,880,407), besteht eine weitere Problematik
mit der bei geringen Zähigkeiten geminderten Intensität des
Stoffaustausches an der Behälterwand und dem eingeschränkten
Wärmeübergang. Unter technischen Produktionsbedingungen besteht bei
einem relativen Füllniveau h/D = 0,4 und üblichen
Drehzahlen ≦ 8 UpM bei PET der Nachteil
- - des Zwanges zur Präkondensatvorheizung auf etwa 280°C,
- - einer eingeschränkten Polykondensationsleistung mit maximal 7 Chargen pro Tag und
- - einer geminderten Polymerfarbe und gesteigerter Viskositätsschwankungen.
Ziel der vorliegenden Erfindung ist es, die vorstehend genannten
Nachteile zu minimieren, insbesondere das vorhandene Potential von
Batchanlagen zu Vielzweckanlagen durch eine leistungsfähigere
Polykondensationstechnik und eine gleichmäßigere Granulat-Qualität
wesentlich zu verbessern.
Die Lösung dieser Aufgabe erfolgt erfindungsgemäß durch ein Verfahren
und einen Rührscheibenreaktor gemäß den Angaben der Patentansprüche.
Die wesentlichen Merkmale der Erfindung sind:
- 1. Vorevakuierung des Präkondensates in einem Vakuum von 5 bis 400 mbar, bei Polyester 30 bis 300 mbar, vorzugsweise 60 bis 240 mbar (abs.),
- 2. Anwendung reduzierter Temperaturen,
- 3. beschleunigte Auflösung des aus der vorangehenden Charge stammenden Restpolykondensates in der Polykondensatmischung im Reaktor und im äußeren Pumpenkreislauf durch zu Beginn der Polykondensation, im Vergleich zum Polykondensationsende, eine mindestens 2,5fach größere Startdrehzahl und entsprechend höhere Radialbeschleunigungen an den äußeren Schleppflächenkanten, die beim Rührscheibenreaktor mit wellengestützen Rührscheiben bevorzugt im Durchschnitt den Betrag der Erdbeschleunigung überschreiten,
- 4. Aufbau eines Viskositätsprofils im Rührscheibenreaktor und Limitierung des Polymerrückstandes im Reaktor aufgrund der besonderen Reaktorgeometrie,
- 5. Verkürzung der Polykondensationszeit im Standardprozess, z. B. bei PET auf ≦ 2,2 h und Batchzahlen von ≧ 8 pro Tag.
Die an ein fortschrittliches Batchverfahren gestellten Ziele eines
beschleunigten Prozesses mit eingeschränkter Prozesstemperatur bei
simultan vergrößerten Produktchargen, mit erhöhten Granulierzeiten zur
Einschränkung der Granulatorleistung sowie der Forderung einer in
weiten Grenzen variablen Viskosität der Polymerprodukte bei minimalen
Viskositätsschwankungen werden erfindungsgemäß ermöglicht mit
- 1. einer separaten Präkondensaterzeugung unter einem Vakuum von 5 bis 400 mbar bei limitierten Temperaturen, in einem beliebigen Autoklaven,
- 2. der nachfolgenden Polykondensation des Präkondensates in einem speziell konzipierten, liegenden Rührscheibenreaktor mit einer Mehrzahl paralleler Rührscheiben als Träger senkrechter Schleppflächen und einer gemeinsamen horizontalen Drehachse, und
- 3. der sich anschließenden Granulierung unter Aufrechterhaltung von Vakuum im Reaktor (etwa 10-100 mbar) und bei gemäßigten Produkttemperaturen.
Der erfindungsgemäße, diskontinuierliche Rührscheibenreaktor hat ein
Gehäuse, welches von den Ein- und Austrittsstutzen abgesehen, in bezug
auf die horizontale Behälterachse rotationssymmetrisch, im senkrechten
Schnittbild kreisförmig und in Richtung einer oder beider Deckelseiten
verjüngt ist. An einer oder beiden Deckelseiten ist ein
Eintrittsstutzen und mindestens ein Rückführstutzen, wobei
Eintrittsstutzen und Rückführstutzen auch identisch sein können, am
Drainagetiefpunkt ein Austrittsstutzen und am Scheitelpunkt ein
Brüdenabgang angeordnet. Entsprechend hat der Reaktor die Form eines
liegenden, einseitig verjüngten Apparates, wahlweise mit zylindrischem
Anschlußteil an der Seite mit dem größten Durchmesser, oder eines
liegenden, zweiseitig verjüngten Apparates, wahlweise mit zylindrischem
Zwischenstück. Die Verjüngung kann auf Basis kugelschichtförmiger oder
elliptoidaler Gehäuselemente sphärisch gekrümmt oder anhand eines
geraden Kegelstumpfes vorzugsweise konisch ausgebildet sein. Bei
zweiseitiger Verjüngung kann die Verjüngung auf beiden Seiten identisch
sein oder auch verschieden ausgebildet bzw. verschieden lang sein. Die
konische oder gekrümmte Verjüngung kann auch durch entsprechende
Einbauten in einem zylindrischen Gehäuse realisiert werden. Beheizt
wird der Reaktor bevorzugt über ein in einem Heizmantel zirkulierendes
Heizmedium.
Die Gestaltung der Rührscheibenelemente kann im allgemeinen mit
unterschiedlichen Geometrien erfolgen. Prozessrelevant sind
- a) die räumliche Schleppflächendichte, die zwischen 1 und 8 m2/m3, bevorzugt im Bereich von 3 bis 6,5 m2 je m3 Reaktorraum im Bereich des Austragsstutzens des Reaktors liegt, bei stetigem Zuwachs mit zunehmender axialer Entfernung vom Austragsstutzen bis auf einen um 5 bis 35%, bevorzugt um 10 bis 30% höheren Wert in den axial entferntesten Bereichen (hierbei ist der Reaktorraum definiert als lokaler, differentieller Reaktorraum);
- b) eine Konzentrierung der Schleppfläche auf die wandnahe, äußere Behälterzone;
- c) freie Randzonen und/oder Unterbrechungen der äußeren Rührerkontur und/oder Ausführung einer durchlässigen (lochblech-, gitter- oder netzartigen) Struktur der Schleppflächen für den beschleunigten axialen (und radialen) Schmelzeabfluß beim Entleeren im Rührerstillstand;
- d) eine Begrenzung der materiellen Projektionsfläche massiver Schleppflächen in axialer Richtung auf ca. 18 bis 45% und perforierter Schleppflächen auf ca. 7 bis 33% des Reaktorquerschnitts;
- e) Halterung der Schleppflächen auf einer gemeinsamen Welle über einzelne Naben/Speichenverbindungen mit 2 bis 6 Speichen je Rührereinheit, oder alternativ an einem Käfig aus wahlweise 5 bis 9 Längstraversen entlang des Gehäusemantels und deckelseitiger Käfighalterungen an den äußeren Wellenenden unter Befestigung der Rührscheiben an den Käfigtraversen.
Bei Käfighalterung erhalten die Rührscheiben bevorzugt eine
polygonartige Außenkontur oder eine Ringform mit radialen Vorsprüngen
an den Befestigungspunkten. Eine Verbesserung des Entleerungsverhaltens
wird mit perforierten Rührscheiben (Lochblech, Gitter oder
Maschendraht) im Käfig anstelle von kompakten Schleppflächen erzielt.
Bei der Ausführung mit Rührscheibenkäfig ist eine im wesentlichen
konzentrische Anordnung von Behälterachse und Rotorachse vorgesehen,
während bei parallelen Rührelementen auf gemeinsamer Welle, abhängig
von der Rührscheibenkonstruktion, sowohl eine konzentrische als auch
eine exzentrische Positionierung der Rührachse möglich ist.
Bezüglich der Reaktorkonzeption führt die Aufgabe einer weitgehenden,
raschen Entleerung des Rührscheibenreaktors beim Granulieren im
Vergleich zum Stand der Technik zu wesentlich verkürzten Baulängen und
gesteigerten Durchmessern, entsprechend kurzen Fließwegen und einer
minimalen Anzahl von Strömungsbarrieren. Beispielsweise ergeben
sich für die apparativen Fälle, alle mit horizontaler Längsachse,
- 1. I: einseitig verjüngter Apparat mit Abfluß am Drainagetiefpunkt,
- 2. II: einseitig verjüngter Apparat mit zylindrischem Anschlußteil an der Seite mit größtem Durchmesser und Abfluß am Drainagetiefpunkt des zylindrischen Teils,
- 3. III: zweiseitig verjüngter Apparat mit zylindrischem Zwischenstück und Abfluß am zentralen Drainagetiefpunkt,
in bezug auf den nominellen bzw. maximalen Durchmesser D günstige
Entleerungsbedingungen bei relativen Längen L entsprechend
nachfolgender Tabelle 1:
Bei gegebener Chargengröße zeitigt der Apparatetyp III den kleinsten
Behälterdurchmesser und bietet für die Planung großer Kapazitäten die
größten Reserven.
Ein weiteres wesentliches Merkmal des erfindungsgemäßen Verfahrens ist
die gesteigerte Viskositätskonstanz im Granulat, die durch Kompensation
des thermischen Viskositätsabbaus im Verlauf des Granulierens infolge
der Etablierung eines entsprechenden Viskositätsgefälles zwischen dem
Ort der Produktentnahme und den am weitesten vom Austrag entfernten
Produktzonen im Rührscheibenreaktor während der Polykondensation
realisiert wird. Anfänglich hat das zuletzt aus dem Reaktor fließende
Polykondensat eine höhere Viskosität als das zuerst den Reaktor
verlassende Produkt, diese wird aber im Verlauf der Granulierung durch
den thermischen Abbau soweit verringert, daß während des gesamten
Verlaufs der Granulierung näherungsweise viskositätskonstante
Produktschmelze zur Granulierung gelangt. Der erfindungsgemäße Aufbau
einer differentiell höheren Viskosität betrifft primär die axial
entfernten Produktzonen, aber auch die zäheren Haftprodukte an den
Rührscheiben, die nach Abschalten des Rührwerks verzögert abfließen und
sich an der Sumpfoberfläche sammeln. Zusätzlich läßt sich das Ausmaß
des Viskositätsabbaus im Reaktor während des Austragens der
Polymerschmelze durch Anwendung eines Vakuumprogrammes während der
Austragsphase beeinflussen.
Apparativ wird dieses Viskositätsprofil realisiert
- - mit einer Mehrzahl paralleler, senkrechter Rührscheiben,
- - mit ein- oder doppelseitigen Verjüngungen der Rührscheibenreaktoren an einer oder beiden Deckelseiten,
- - mit einem örtlich abnehmenden, relativen Sumpfniveau h/D im verjüngten Bereich, gleichbedeutend einer in Richtung der Verjüngung vergrößerten spezifischen Produktoberfläche und Polykondensationsgeschwindigkeit an den Rührscheiben,
- - durch eine mit wachsender Entfernung zum Produktaustrag sukzessiv vergrößerten Schleppflächendichte der Rührscheiben in den verjüngten Bereichen.
Besonders beim Apparatetyp III mit beidseitigen, verjüngten
Abschlüssen, einem zylindrischen Zwischenstück und zentraler
Tiefpunktdrainage lassen sich die zunächst widersprüchlichen
Zielsetzungen einer verbesserten Viskositätskonstanz und einer
effektiven Apparateentleerung bei liegendem Polykondensationsreaktor
optimal vereinbaren.
Erfindungsgemäß besteht im Vergleich zur Produktablaufzone eine um
5 bis 35%, vorzugsweise um 10 bis 30% größere Schleppflächendichte
in den axialen Außenbereichen. Dies kann durch unterschiedliche
Abstände der Rührscheiben zueinander realisiert werden. Vorzugsweise
wird bei einem konstanten, axialen Abstand zwischen den Rührscheiben
im Bereich von 80 bis 180 mm die gesteigerte Schleppflächendichte in
den verjüngten Reaktorzonen im wesentlichen mit einer relativ zum
Durchmesser zunehmenden Rührscheibenbreite erreicht. Bei der Bestückung
stärker verjüngter Apparate mit Ringscheiben genügt zur Vergrößerung
der Schleppflächendichte im erwünschten Umfang eine konstante
Ringscheibenbreite, unabhängig vom Durchmesser.
Der Neigungswinkel des Kegelstumpfes gegenüber der Horizontalen liegt
erfindungsgemäß im Bereich von 5° bis 45°, vorzugsweise zwischen
10 und 30° beim einseitig konischen Reaktor und zwischen 20 und 38°
beim doppelseitig konischen Reaktor.
Ein weiteres Merkmal des erfindungsgemäßen Verfahrens mit
Rührscheibenreaktor ist die Maximierung der Polykondensationsleistung
mit einer variablen, nicht durch Produktbrücken zwischen den Rührern
limitierten Drehzahl und einer stetigen Oberflächenerneuerung der von
den Schleppflächen transportierten, an den Rührscheiben ausgebreiteten
und dem im Reaktor herrschenden Vakuum ausgesetzten Schmelzeanteile.
Dieses Ziel ist im Fall des Rührscheibenreaktors mit durchgängiger
Welle und parallelen, einzelnen Rührscheiben mit mittig zwischen die
Rührscheiben geschalteten Trennblechen oberhalb des Produktsumpfes,
etwa im Bereich der Reaktormitte, wo die rotierenden Rührscheiben aus
dem Produktsumpf auftauchen, und mit einer als Verlängerung des
Trennbleches bis in den Nahbereich der Welle geführten Quertraverse zum
Abstreifen aller innen liegenden Schleppflächen, wie Speichen und Naben
erreichbar. Diese Quertraverse begünstigt im übrigen ein verzögertes
Kommunizieren des Produktes beim Rührerstillstand und die
erfindungsgemäße Anreicherung zäherer Filmprodukte an der
Sumpfoberfläche zu Beginn und während des Granuliervorgangs.
Anstelle von an einer Quertraverse befestigter Trennbleche können
auch mantelseitig gehalterte, bis an die Rührerwelle reichende, sich
vorzugsweise in Richtung der Welle verjüngende Trennbleche ohne
Quertraverse, bevorzugt mit loser bis an die Welle geführter Nase
verwendet werden. Derartige Trennbleche können beispielsweise nach der
Montage der Rührelemente durch entsprechende Aussparungen in dem
Reaktormantel von außen zwischen die Rührscheibenelemente geschoben
werden und an der Wandung befestigt werden. Dies ist besonders von
Vorteil bei nicht begehbaren Reaktoren, bei denen die Innenmontage
problematisch ist.
Ein weiteres Merkmal des erfindungsgemäßen Prozesses ist die rasche
reaktive Auflösung polymerer Restprodukte von der vorangehenden Charge
im Rührscheibenreaktor durch anfänglich erhöhte Schergeschwindigkeiten
an den Reaktorwänden und an den Rührscheiben im Bereich von 2,5 bis
250 s-1, vorzugsweise von 10 bis 125 s-1 während 15 bis 30% der
Gesamtpolykondensationsdauer zur Beschleunigung der Polykondensation
und der Vermeidung von Produktverfärbungen. (Dabei sind die
Schergeschwindigkeiten als Verhältnis der Rührerumfangsgeschwindigkeit
zur lokalen Spaltweite definiert.)
Ein anderes Merkmal des erfindungsgemäßen Verfahrens mit Rührscheiben
reaktor und wellengestützten Rührscheiben ist die Erzeugung und
Aufrechterhaltung eines rückstandsfreien Brüdenraumes. Dieses Ziel wird
erreicht durch separate Herstellung des Präkondensates unter einem
Vakuum im Bereich von 5 bis 400 mbar bei begrenzten Temperaturen, sowie
durch die relative Füllhöhe des Rührscheibenreaktors mit Präkondensat
von h/D = 0,26 bis 0,49 (dem rechnerisch maximalen Füllniveau am
Austragsstutzen, in erster Näherung ableitbar aus dem Verhältnis des
Produktvolumens zum Reaktorvolumen im volumengleichen, zylindrischen
Ersatzreaktor beim Nenndurchmesser D) und anfängliche erhöhte
Mindestdrehzahlen, bei denen die Radialbeschleunigung an der äußeren
Rührerberandung für eine anfängliche Dauer von etwa 15 bis 30% der
Gesamtpolykondensationsdauer, bei PET von ca. 20 bis 30 Minuten, und
mindestens 5 mal höher als am Ende der Polykondensation vorzugsweise
gleich oder größer der Erdbeschleunigung bei später fortschreitender
Reduzierung eingestellt ist.
Die Herstellung von Produkten mit erhöhtem Molekulargewicht bzw.
erhöhter Endzähigkeit wird erfindungsgemäß bei der Polykondensation
durch ein eingeschränktes Füllniveau (h/D ≦ 0,35), vergrößerte freie
Oberflächen, eine Einschränkung des Temperaturanstieges mit einem
fortschreitend reduzierten Drehzahlniveau, eine in Grenzen verlängerte
Polykondensationszeit und ein höheres Endvakuum getätigt.
Eine erfindungsgemäße Variante eines einseitig verjüngten Rührscheiben
reaktors mit Käfighalterung und inneren Trennblechen wird erhalten,
wenn anstelle üblicher Käfigreaktoren mit zweiseitigen
Wellenaustritten, am Reaktorende mit dem größeren Durchmesser eine
Innenlagerung mit festem Lagerzapfen erfolgt, an dessen Verlängerung
ins Reaktorinnere die mindestens eine, vorzugsweise zwei Längstraversen
verankert sind, über die in erhobener Position (ca. 8 bis 10 Uhr)
Trennbleche zwischen die Rührscheiben geführt werden und optional in
abgetauchter Position (ca. 16 bis 17 Uhr) dornförmige Abstreifer in
Rührscheibennähe für eine verbesserte Mischtechnik angebracht sind.
Mit dem Rührscheibenkäfig sind Produktförderung und Scherleistung in
Umfangsrichtung entlang der Reaktorwand wesentlich erhöht, so daß beim
Käfigreaktor im Vergleich zum Reaktorkonzept mit wellengestützten
Rührscheiben ein auf ca. 25 bis 50% reduziertes Drehzahlniveau
resultiert.
Ein weiteres Merkmal des erfinderischen Verfahrens ist ein kosten
günstiger Granulierprozeß mit Feinjustierung der Viskosität. Dies wird
erreicht
- - mit einer Austragspumpe zur kontrollierten Umwälzung der Produktschmelze vom Austragsstutzen über Zirkulationsleitungen zu den entfernten Deckelseiten (oder den daran unmittelbar anschließenden Mantelseiten) des Reaktors während der Polykondensation und in gedrosseltem Umfang während des Granulierens, sowie der wahlweisen Verwendung der Zirkulationsleitungen für eine anfängliche Erwärmung und spätere Kühlung der zirkulierten Polykondensatmischung,
- - durch angepaßte Wahl der Polymerviskosität bei Beginn der Granulierung,
- - durch Austrag der Polymercharge unter kontrolliertem, vorzugsweise in Funktion der Viskosität gesteuertem Vakuum im Reaktor (0,5 bis 150 mbar abs.),
- - durch mäßige Produkttemperaturen während der Polykondensation und während des Granulierens, und
- - vorzugsweise durch lokale Messung und Kontrolle der Viskosität, insbesondere zu Beginn und während des Granulierens.
Das Verfahren und der Rührscheibenreaktor gemäß der vorliegenden
Erfindung eignen sich zur diskontinuierlichen Polykondensation in
der Schmelzephase jeglicher Polykondensationspolymere, wie Polyester,
Polycarbonate und die entsprechenden Copolymeren, wobei die dynamische
Endviskosität, gemessen bei der jeweiligen Polykondensationstemperatur,
im Bereich von etwa 100 bis 1600 Pa.s liegen sollte. Der
erfindungsgemäße Reaktor kann auch zur Polykondensation hochviskoser
Polyamide verwendet werden, wobei diese dann aber bei Normaldruck und
die vorangehende Präkondensation bei Überdruck erfolgt. Höhere oder
niedrigere Viskositäten sind möglich, die erfindungsgemäßen Vorteile
sind aber weniger offensichtlich. Bevorzugt sind Polyester, wie
Polyethylenterephthalat oder -naphthalat, Polytrimethylenterephthalat
oder Polybutylenterephthalat und besonders bevorzugt
Polyethylenterephthalat mit einer Intrinsic Viskosität im Bereich von
0,56 bis 0,82 dl/g entsprechend einer dynamischen Viskosität von
200 bis 1200 Pa.s.
Zusammenfassend ergeben sich im Vergleich zu konventionellen
Batchverfahren für das erfindungsgemäße Verfahren mit
Rührscheibenreaktor folgende Vorteile:
- 1. Erhöhte Prozeßqualität durch
- - reduzierte Temperaturen bzw. thermische Produktbelastungen während des gesamten Prozesses, insbesondere bei der Polykondensation und der Granulierung mit begrenzten Endtemperaturen, im Fall von Polyestern im Bereich von (TF + 10) bis (TF + 40)°C, wobei TF die Schmelztemperatur des Polymeren ist,
- - signifikant reduzierte Prozeßverweilzeiten im Rührscheibenreaktor,
- - ständige, direkte Viskositätskontrolle in einem äußeren Produktkreislauf des Polykondensationsreaktors,
- - Batchaustrag unter Vakuum mittels Kreislaufpumpe,
- - Vermeidung schädlicher Rückstände durch eine rasche, reaktive Auflösung von Produktresten in der neuen Charge mit hinreichend hohen Zirkulationsraten (von etwa 3 Chargen pro Stunde) im äußeren Produktkreislauf, und reaktorintern mit maximalisierten Drehzahlen und Radialbeschleunigungen der senkrechten Schleppflächen während der anfänglichen Evakuierungsphase des Rührscheibenreaktors.
- 2. Verbesserte Wirtschaftlichkeit durch
- - gesteigerte Batchzahlen von z. B. bei PET 10 (±2) Chargen anstelle von 5,75 (±0,75) Chargen pro Tag in konventionellen Autoklaven,
- - Erhöhung der Batchgröße um das 2 bis 3fache und der Polymer kapazität um das 2 bis 5fache im Vergleich zu konventiellen Autoklaven,
- - reduzierte Endvakua von z. B. bei PET einem absoluten Druck von ≧ 0,6 mbar im Rührscheibenreaktor anstelle eines absoluten Druckes von ≦ 0,4 mbar beim konventionellen Verfahren,
- - mögliche längere Austragszeiten von z. B. ca. 42 min anstelle von 30 min bei gesteuertem Vakuum im Reaktor,
- - Verminderung der totraumbedingten Polymerverluste beim Granulieren durch erhöhte Batchgrößen und verlängerte Austragszeiten, erfindungsgemäß ohne Qualitätseinbußen,
- - geminderte Nebenproduktbildung und reduzierten Rohstoffeinsatz,
- - Polymeraustrag mittels Pumpe mit geringeren Betriebskosten als beim konventionellen Polymeraustrag mittels Stickstoffdruck.
- 3. Gesteigerte Polymerqualität durch
- - besonders hohe Konstanz der Polymerviskosität im Granulat,
- - minimale Polymerverfärbungen,
- - reduzierte Gehalte an Acetaldehyd bei der Produktion von Flaschen-Polyester;
- 4. Erhöhte Flexibilität mittels
- - Möglichkeit zur Steigerung der Viskosität, bei PET bis IV ≦ 0,82 dl/g,
- - Möglichkeit der alternativen Produktion anderer Polykondensations-Polymere.
Der erfindungsgemäße Rührscheibenreaktor wird nachfolgend anhand
beispielhafter, schematischer Zeichnungen näher erörtert, wobei
Fig. 1 einen zweifach-konischen Rührscheibenreaktor mit zylindrischem
Zwischenteil und auf einer axialen Welle gehalterten Rührscheiben im
Längsschnitt,
Fig. 2 einen kegelstumpfförmigen Rührscheibenreaktor mit in einem Käfig
gehalterten Rührscheiben im Längsschnitt,
Fig. 3 einen doppelt-konischen, symmetrischen Rührscheibenreaktor mit
den Produktströmen,
Fig. 4a einen Rührscheibenreaktor mit auf einer horizontalen Welle
gehalterten Rührscheiben und einer Quertraverse im Querschnitt,
Fig. 4b einen Rührscheibenreaktor mit auf einer horizontalen Welle
gehalterten Rührscheiben und einem eingeschobenen Trennblech im
Querschnitt und
Fig. 5 Rührscheiben mit unterschiedlicher Geometrie zeigt.
Der in Fig. 1 dargestellte Reaktor besteht im wesentlichen aus einem
liegenden Kegelstumpf (1) mit dem Neigungswinkel α1, einem an den
größeren Kegelstumpf-Durchmesser anschließenden zylindrischen Teil (3)
gleichen Durchmessers und den Zwischenwänden (2), durch welche der dem
Kegelstumpf (1) abgewandte Bereich des zylindrischen Teils (3) mit dem
Neigungswinkel α2 ebenfalls kegelstumpfförmig gestaltet wird. Beheizt
werden kann der Reaktor über ein im Heizmantel (13, 13a, 13b)
zirkulierendes Wärmeträgermedium. In den Seitenwänden ist der
Präkondensat-Einlaßstutzen (4) und im unteren Reaktorbereich der oder
die Produktrückführstutzen (4a, 4b), am tiefsten Punkt des Reaktors der
Produkt-Austrittsstutzen (5) und am höchsten Punkt der
Brüdenaustrittsstutzen (6) vorgesehen. Statt des hier gezeigten
seitlichen Einlaßstutzens, kann dieser auch im oberen Reaktorbereich
neben dem Brüdenaustrittsstutzen mit oder ohne Prallblech angeordnet
sein, was ein Spülen der oberen Reaktorwand ermöglicht. Die in den
Wellendurchführungen (7) gegen die Atmosphäre abgedichtete und extern
gelagerte, horizontale Rührerwelle (8) kann, je nach Geometrie der
Rührerschleppflächen (11), konzentrisch oder leicht exzentrisch zur
Reaktor-Längsachse angeordnet sein. An der Welle (8) sind die
Rührscheiben (10) mit den Schleppflächen (11), beispielsweise über eine
Naben-Speichen-Verbindung (9) gehaltert. Die Rührscheiben (10) sind mit
gleichem Abstand zueinander angeordnet und haben einen der Reaktorform
angepaßten Durchmesser. Großer Durchmesser im Bereich des Drainage-
Tiefpunktes und kleiner Durchmesser in dem verjüngten Reaktorbereich
bei horizontaler Reaktor-Längsachse bedeuten bei konstanter
Rührscheibenbreite eine höhere Schleppflächendichte im verjüngten
Reaktorbereich und als Folge, in Verbindung mit anderen Maßnahmen, ein
zäheres Polykondensat im verjüngten Reaktor-Bereich. Insbesondere bei
Reaktoren mit kleinem Konusneigungswinkel α können die Rührscheiben
(10) auch mit unterschiedlichen, mit wachsendem Reaktordurchmesser
zunehmenden Abstand zueinander angeordnet werden. Mittig zwischen je
zwei Rührscheiben (10) ist in Höhe der aus dem Produktsumpf
auftauchenden Schleppflächen (11) bei rotierenden Rührscheiben (10),
etwa in halber Reaktorhöhe je ein statisches Trennblech (12)
angeordnet.
Fig. 2 zeigt einen anderen erfindungsgemäßen Rührscheibenreaktor in
Form eines liegenden, einfachen Kegelstumpfes (1) mit horizontaler
Längsachse, einem Präkondensat-Einlaßstutzen (4), einem Brüden
austrittsstutzen (6) und am Drainagetiefpunkt einen Produktaustritts
stutzen (5). Die Rührscheiben (20) sind hier an Längstraversen (15)
befestigt, welche zusammen mit den endständigen Speichen (25, 26) oder
gelochten Platten einen rotierbaren Käfig bilden. Dieser Käfig hat die
gleiche Form wie der Reaktor und ist gerade um so viel kleiner als
dieser, daß das Produkt von den Reaktorwandungen abgestreift, aber
nicht abgeschabt wird. Im Betriebszustand wird der Käfig einschließlich
der Rührscheiben (20) über die Welle (19) und das Festlager (23) in
Rotation versetzt. Auf der der Welle (19) gegenüberliegenden Seite wird
der Käfig durch ein loses Innenlager (18) mit in den Reaktor-Innenraum
verlängertem Lagerzapfen (17) getragen. Trennbleche (22) und Abstreifer
(28) sind jeweils an mindestens einer Längstraverse (16, 16a)
befestigt, welche ein feststehendes Statorsystem bilden und zur
besseren Veranschaulichung in die senkrechte Schnittebene gedreht
dargestellt sind. Das Statorsystem weist eine feste Lagerung (27) am
Lagerzapfen (17) und eine lose Lagerung, z. B. ein Gleitlager (24) an
der in den Innenraum ragenden Welle (19) auf. Der radiale Abstand der
ortsfesten Traversen (16, 16a) von den Längstraversen (15) des
rotierbaren Käfigs orientiert sich am Innendurchmesser der Rührscheiben
(20). Anstelle einzelner Statortraversen kann auch ein Gitter aus den
Trennblechen mit 2 bis 4 Längsstäben eingesetzt werden. Mit dem Konzept
des Innenlagers (18) folgt zugleich eine einzelne Wellendurchführung
(7) mit integrierter Abdichtung.
Fig. 3 gibt die Produktführung am Beispiel eines symmetrischen,
beidseitig konisch verjüngten Reaktors mit von der Welle (8) getragenen
Rührscheiben (10) und Trennblechen (12) wieder.
Die Welle (8) ist standardmäßig über ein Festlager (36) und ein inneres
Gleitlager (37) gehaltert. Zu Beginn wird das Präkondensat über den
Stutzen (4) eingespeist. Über Aussparungen oder Perforierungen in den
Rührscheiben verteilt sich das Präkondensat praktisch spontan über die
gesamte Länge des Reaktors. Zum besseren Produktaustausch wird während
der Polykondensation ständig am Austrittsstutzen (5) Polykondensat
mischung entnommen und bei geschlossenem Ventil (32) mit Hilfe der
Pumpe (29) über das Viskosimeter oder die Druckmessung (31) und die
Produktrückführstutzen (4a) und (4b) in die verjüngten Bereiche des
Reaktors zurückgeführt. Je nach Reaktorgeometrie können die über die
Stutzen (4a) und (4b) rückgeführten Produktmengen gleich groß oder
verschieden sein, wobei die im Verlauf der Polykondensation insgesamt
im Kreis geführte Menge etwa 200 bis 1000%, bevorzugt 300 bis 600%
der Gesamtcharge und die während der Granulierung im Kreis geführte
Menge etwa 10 bis 30% beträgt. Bei einseitig konischen Reaktoren, wie
in Fig. 2 dargestellt, entfällt der zweite Rückführstutzen. Die
Zirkulationsleitungen sind beispielsweise mittels Mantelrohren als
Wärmetauscher ausgebildet, mit denen eine gezielte Temperierung im
Sinne einer anfänglichen Erwärmung und einer späteren Kühlung
vorgenommen werden kann. Die während der Polykondensation entstehenden
Brüden verlassen den Reaktor über den Stutzen (6) und gelangen dann zum
Vakuumerzeuger (35). Nach beendeter Polykondensation wird die
Rückführung des Polykondensationsgemisches stark, bis auf 10 bis 30%
der Gesamtcharge gedrosselt und der Rührer abgestellt, das Ventil (32)
in der Austrittsleitung geöffnet und das Polykondensat mit Hilfe der
Pumpe (23) aus dem Reaktor ausgetragen und einem Granulator (30)
zugeführt.
Fig. 4a zeigt einen Rührscheibenreaktor, wie beispielsweise in Fig. 1
dargestellt, im Querschnitt, wobei die äußeren Schleppflächen (11) der
Rührscheiben exemplarisch als Ringscheiben unter Weglassung von
Aussparungen oder Perforierungen wiedergegeben sind. An der
Reaktorwandung (1) ist beidseitig eine Quertraverse (33) mit
endständigem Trennblech (12) befestigt. Die Quertraverse (33) ist
dabei so angeordnet, daß einerseits das Trennblech (12) in dem
Reaktorbereich, in dem die rotierenden Schleppflächen (11) aus dem
Produktsumpf auftauchen, plaziert werden kann und andererseits ein
Scheren und Abstreifen der Rührerwelle (8) und der Speichen (34) der
Rührscheiben möglich ist. Die Rührscheibe (34/11) ist im hier gezeigten
Beispiel leicht exzentrisch eingebaut, womit der Brüdendurchtritt im
Scheitelbereich des Reaktors mit reduzierter Geschwindigkeit erfolgt
Der Produktionsaustrittsstutzen 5 am Behältergrund ist für einen
effizienten Austrag erweitert.
Fig. 4b zeigt den Querschnitt eines alternativen Rührscheibenreaktors,
mit einer zu Fig. 4a vergleichbaren Rührscheibe mit den
Schleppflächenkomponenten (11) und (34) und einer Nabe (9) auf der
Welle (8). Das Gehäuse (1) hat eine Öffnung (38), durch die das
Trennblech (39) mit einem Gleitschuh (40) zwischen Nabenringen (41) in
die gezeigte Position gebracht und in einer Flanschverbindung (42)
gehaltert ist.
Fig. 5 gibt Beispiele verschiedener Rührscheibengeometrien, die hier
alle mit Speichen und Rührwellenhalterung dargestellt sind. Bei Wegfall
der Speichen können die gezeigten Schleppflächen auch an den
Längstraversen eines Käfigs, wie dem der Fig. 2, gehaltert werden.
Die in Fig. 5a gezeigte konventionelle Ringscheibe mit exzentrischer
Rührerwelle beinhaltet durch den eingeschränkten Spalt (43) zwischen
dem Behälterboden und den glatten, geschlossenen Schleppflächen ein
reduziertes axiales Kommunikationsvermögen. Für einen ungehinderten
Produktaustrag wird eine im Umkreis des Austrittstutzens erweiterte
Produktauslaufzone erforderlich. Im allgemeinen werden deshalb
Schleppflächen mit Perforierungen und/oder Aussparungen bevorzugt. Die
Gitterscheiben in Fig. 5b und die Lochscheiben in Fig. 5c zeitigen
aufgrund von Fenstern (44) bzw. von Bohrungen (45) in den äußeren
Schleppflächen ein verbessertes Kommunikations- und Leerlaufverhalten.
Neben Perforierungen des äußeren Schleppflächenbereiches ist,
vorzugsweise mit einer konzentrischen Rührerposition, die Realisierung
größerer Lücken (46) zwischen Rührscheiben und Gehäusewand auf Basis
einer Polygonstruktur in Fig. 5d; 5e und 5f vorgesehen.
Bevorzugt ist im Hinblick auf eine stabile Filmbildung und eine
pulsationsfreie Sumpfströmung die kreisförmige Rührerinnenkontur in
Fig. 5d.
Besonders bevorzugt ist mit Fig. 5g ein erweiterter Ringspalt (47),
unterbrochen durch noppenartige Vorsprünge (48) in Verbindung mit einer
gezielten Leerlaufstellung des Rührwerkes.
Das in Fig. 5h dargestellte Rührscheibenkonzept bietet eine alternative
Kombination großer kreisförmiger Öffnungen (49) im Zentrum der
Rührscheibe und halbkreisförmige Aussparungen (50) zwischen Rührer und
Reaktorwand.
In ein und demselben Rührscheibenreaktor können auch Rührscheiben
unterschiedlicher Geometrie eingesetzt sein, zum Beispiel
konventionelle Ringscheiben in den vom Austragsbereich entfernten Zonen
und perforierte Rührscheiben im Austragsbereich. Vorzugsweise sind die
Speichen der Rührscheiben eines Reaktors in axialer Richtung zueinander
schraubenartig versetzt, so daß ein besserer axialer Produktaustausch
möglich ist.
Die Geometrie der in den nachfolgenden Beispielen verwendeten
Rührscheibenreaktoren ist aus Tabelle 2 ersichtlich.
In einer Pilotanlage wurden periodisch ca. 245 kg PET als Schmelze
im diskontinuierlichen Veresterungs- und Polykondensationsverfahren,
ausgehend von 212 kg Terephthalsäure (TPA) und 90 kg Ethylenglykol (EG)
erzeugt und abzüglich der Anfahrverluste von 2 bis 2,5% zu Granulat
verarbeitet.
Vorpolykondensation und Polykondensation wurden in Anwesenheit von
180 ppm Sb und 10 ppm P durchgeführt, welche zuvor als Antimontriacetat
bzw. als Phosphorsäure in glykolischer Lösung dem Prozeß zugeführt
worden sind.
Temperatur und Druck der Vorpolykondensation endeten bei 276°C und
60 mbar; Präpolymerproben zeigten einen TPA-Umsatz von 98,6% und
eine Intrinsic-Viskosität im Bereich IV = 0,165 bis 0,17 dl/g.
Das Präkondensat wurde mittels Stickstoffdruck in ca. 5 min in einen
Rührscheibenautoklaven des Typs B gemäß Tabelle 2 überführt, welcher
nach der Granulierung der Vorgängercharge und Schließen des
Austragventils mit einem reduzierten Vakuum von ca. 250 mbar zur
Batchaufnahme bereitgestellt wurde.
Besondere Merkmale des Polykondensationsprogrammes waren
- - eine HTM-Flüssigbeheizung des Reaktors und der Produktkreislaufleitung mit 276°C,
- - ein konstanter, externer Produktkreislauf von 300 kg/h zwischen Auslaufstutzen und zentral gelegenem Rücklaufstutzen,
- - Programmstart mit anfangs konstanter Rührscheibendrehzahl von 9 UpM bis zum Erreichen der Momentbegrenzung von 50% des maximal verfügbaren Antriebsmomentes; anschließende Drehzahlreduzierung bei konstantem Führungsmoment bis zur Enddrehzahl von ca. 4 UpM,
- - Druckabsenkung auf 1,1 mbar nach 60 min bzw. auf den Endwert von 0,8 mbar nach ca. 90 min,
- - eine Prozess-Endtemperatur von 280°C,
- - Programmende nach 117 bis 120 min bei Erreichen eines Zieldruckes von ca. 40 bar in der Kreislaufleitung durch Abschalten des Rührwerkes und Übergang auf ein geringeres, stabilisierendes Vakuum von 25 mbar.
Die Granulierung der Produktschmelze begann nach dem Klarspülen des
Schnitzelbypasses etwa 3 min nach dem Rührerstopp und beanspruchte
ca. 38 min. Während der Granulierung reduzierte sich das Vakuum auf
ca. 34 mbar.
Es wurden drei Schnitzelproben "S1", "S2" und "S3" nach der 2.,
der 17. bzw. der 32. Minute gezogen und auf die Gleichmäßigkeit
der Intrinsic-Viskosität sowie auf den Carboxylendgruppengehalt der
Mittelprobe untersucht. Die Ergebnisse waren:
- - IV1 = 0,640; IV2 = 0,641; IV3 = 0,641, jeweils in dl/g
- - COOH = 22 eq/t (Probe S2)
Die erreichte Schmelzezähigkeit betrug ca. 380 Pa.s, das relative
Füllniveau h/D = ca. 0,325.
Das anfängliche Schergeschwindigkeitsgefälle im Außenbereich des
Rührers und der Reaktorwand bewegte sich im Bereich von ca. 5 bis
25 s-1.
In einer Pilotanlage, vergleichbar mit der in Beispiel 1, wurden
batchweise ca. 222 kg Polypropylenterephthalat (PTT) in Anwesenheit
von 85 ppm Titan, zugegeben in Form von Tetrabutyltitanat, ausgehend
von 180 kg Terepthalsäure (TPA) und 107 kg 1,3-Propandiol (PDO) als
Schmelze hergestellt und mit ca. 95% Ausbeute granuliert.
Nach der Veresterung wurde eine Vorpolykondensation mit einer
Endtemperatur von 256°C und einem Enddruck von 50 mbar vorgenommen.
Das Präkondensat zeigte einen TPA-Umsatz von etwa 99,9% und eine
Intrinsic-Viskosität IV = ca. 0,17 dl/g.
Bei einer mit Beispiel 1 vergleichbaren Drehzahlsteuerung und
Pumpenfördermenge für die äußere Produktzirkulation erfolgte die
Polykondensation mit einem Vakuum von ca. 1,0 mbar nach 60 Minuten
und einem End-Vakuum von 0,5 mbar nach ca. 150 Minuten. Es bestand eine
stationäre HTM-Begleitheizung mit 254°C. Bei Polykondensationsende
nach ca. 156 Minuten war die Produkttemperatur auf 262°C gestiegen und
die Drehzahl von anfänglich 8,8 UpM auf 3,5 UpM gefallen.
3 Minuten nach der Rührerabschaltung begann die 33 Minuten währende
Granulierung der Schmelze bei einem Reaktorvakuum von 0,5 mbar.
Die Schitzelproben "S1" (nach zwei Minuten) und "S3" (nach 30 Minuten)
zeigten gleiche Lösungsviskositäten, IV = 0,940 dl/g. Der
Carboxylendgruppengehalt der Mittelprobe "S2" (nach 16 Minuten) wurde
mit COOH = 11 eq/t bestimmt.
Die relative Füllhöhe nach dem Abstellen des Rührers errechnet sich mit
h/D = ca. 0,30. Die dynamische Schmelzezähigkeit beim Batchende wurde
mit ca. 350 Pa.s bestimmt.
In einer Versuchsanlage wurden im Umesterungs- und
Polykondensationsverfahren unter Einsatz von 250 kg
Dimethylterephthalat (DMT) und 151 kg 1,4-Butandiol (BDO) und der
Verwendung von 45 ppm Ti als Tetraisopropyltitanat 283 kg
Polybutylenterephthalat (PBT) hergestellt und granuliert.
Die Vorpolykondensation wurde mit einem Vakuum von 80 mbar bei 236°C
beendet. Das Präkondensat wurde mit einem DMT-Umsatz von 99,5% und
einer Lösungsviskosität IV = 0,16 dl/g zur weiteren Polykondensation
in einen Rührscheibenreaktor des Typs A lt. Tabelle 2 überführt und
polykondensiert.
Die wesentlichen Reaktionsparameter waren:
- - eine Polykondensationsdauer von 170 min,
- - eine über ca. 100 min konstante Drehzahl von 6,7 UpM und eine lineare Drehzahlabsenkung von 6,7 auf 1,2 UpM über eine weitere Stunde, danach eine konstant eingestellte Drehzahl von 1,0 UpM
- - ein Vakuum von 1,5 mbar nach 60 min und ein Endvakuum von 1,2 mbar nach ca. 150 min,
- - eine von 236°C auf abschließend 251°C gesteigerte Produkttemperatur,
- - eine HTM-Begleittemperatur von 243°C am Reaktormantel bzw. 240°C an der äußeren Produktleitung,
- - eine Produktumwälzleistung von 180 kg/h.
Die Granulierung erfolgte ca. 12 min nach der Rührerabschaltung unter
einem Vakuum von 13 bis 20 mbar über eine Dauer von 40 min unter
Gewinnung der Schnitzelproben S1 nach 3 min, S2 nach 19 min, S3 nach
35 min und der Meßergebnisse IV1 = 1,01; IV2 = 1,02; IV3 = 1,02, jeweils
in dl/g, COOH = 32 meq/kg (Probe S2).
Die rechnerische Auswertung zeigte
- - ein relatives Füllniveau h/D = 0,38,
- - ein anfängliches Schergeschwindigkeitsgefälle von ca. 4 bis 20 s-1,
- - eine dynamische Endzähigkeit des Polymers von ca. 480 Pa.s.
In der Versuchsanlage vom Typ A gem. Beispiel 3 wurden ausgehend
von 225 kg DMT und 196 kg BDO unter Anwendung von 110 ppm Ti (als
Tetraisopropyltitanat) 254 kg PBT-Schmelze periodisch hergestellt
und abzüglich eines Verlustes von ca. 6% granuliert.
Die Vorpolykondensation schloss mit einer Temperatur von 233°C und
einem Vorvakuum von 77 mbar ab.
Das Präpolymer wurde mit einem DMT-Umsatz von ca. 99,6% und
einer Intrinsic-Viskosität IV = 0,18 dl/g in den nachfolgenden
Rührscheibenreaktor überführt und bei nachfolgenden Bedingungen
polykondensiert:
- - ansteigende Temperatur bis 244°C,
- - anfängliche und abschließende HTM-Temperatur von 255°C bzw. 235°C,
- - Enddruck nach 150 min = 0,8 mbar,
- - Polykondensationsdauer = 190 min,
- - Eingangsdrehzahl = 5 UpM, bei einer Drehmomentbegrenzung auf 25% abnehmend auf 0,26 UpM,
- - Produktumwälzleistung von ca. 240 kg/h, abnehmend auf 120 kg/h
Die Granulierung erfolgte nach 10minütigem Rührerstillstand unter einem
Reaktorvakuum von 0,8 mbar über 44 Minuten.
Die Analysenergebnisse der Schnitzelproben vom Anfang/Mitte/Ende der
Granulierung betrugen
- - IV1 = 1,18; IV2 = 1,18; IV3 = 1,18, jeweils in dl/g,
- - COOH = 57 eq/t (Probe S2)
Weitere Parameter waren:
- - ein relatives Füllniveau, h/D = ca. 0,35,
- - Produktendzähigkeit = ca. 1140 Pa.s,
- - anfängliches Schergeschwindigkeitsgefälle im Rührscheibenbereich = ca. 6 bis 10 s-1, im Wandbereich = ca. 3 bis 15 s-1.
In der Versuchsanlage gem. Beispiel 4 mit einem Rührscheibenreaktor vom
Typ A gem. Tab. 2 wurden bei vergleichbaren Einsatzmengen und
Füllbedingungen hochviskoses PBT im Umesterungsverfahren unter Einsatz
von 55 ppm Ti (als Tetraisopropyltitanat) im PBT erzeugt.
Die Vorpolykondensation wurde mit 230°C bei 55 mbar beendet; der
DMT-Umsatz im Präkondensat betrug ca. 99,7%, die Lösungsviskosität
IV = ca. 0,17 dl/g.
Die bei der Polykondensation vorliegenden Bedingungen waren
- - eine PK-Endtemperatur = 235°C,
- - ein Endvakuum = 1,0 mbar,
- - Startdrehzahl = 5 UpM bei einer Drehmomentbegrenzung von 53%, abnehmend auf 0,5 UpM,
- - eine Polykondensationsdauer = 260 min,
- - äußere Produktumwälzung von ca. 240 kg/h, abnehmend auf ca. 100 kg/h.
Die Granulierung erfolgte nach 10minütigem Rührerstillstand unter einem
Reaktorvakuum von 1,0 mbar über 72 Minuten.
Die Analysenergebnisse der Schnitzelproben vom Anfang, der Mitte und am
Ende der Granulierung betrugen:
- - IV1 = 1,21; IV2 = 1,23; IV3 = 1,36, jeweils in dl/g,
- - COOH = 33 eq/t (Probe S2)
Die gemessenen Viskositäten des Vergleichsbeispiels 5 entsprachen einer
im Verlauf der Granulierung ansteigenden Schmelzezähigkeit im Bereich
- - η = ca. 1600 bis 2800 Pa.s.
Bei diesen außerhalb des erfindungsgemäßen Bereiches liegenden
Endzähigkeiten war eine befriedigende Reaktorentleerung nicht möglich.
In einer Produktionsanlage wurden batchweise 7428 kg
Copolyesterschmelze ausgehend von 6244 kg Terephthalsäure, 141 kg
Isophthalsäure sowie 2836 kg Ethylenglykol und 37 kg Diethylenglykol
erzeugt und zu 7,4 t Granulat verarbeitet. Als Katalysator gelangten,
bezogen auf das Polymer, 250 ppm Sb als Antimontrioxyd (Sb2O3) zum
Einsatz.
Die Vorkondensation wurde bei einer Endtemperatur von 278°C und einem
Vakuum von 250 mbar mit einem Säureumsatz von ca. 98,2% und einer
Lösungsviskosität IV = 0,157 dl/g ausgeführt.
Die Präkondensationscharge wurde innerhalb von maximal 5 Minuten in
einem Rührscheibenreaktor des Typs C gemäß Tab. 2 transferiert.
Die Steuerung der Polykondensation erfolgte im wesentlichen auf Basis
folgender Prozessparameter:
- - einer konstanten Eingangsdrehzahl von 26 UpM über 27 Minuten, einer nahezu linearen Absenkung der Drehzahl innerhalb von 55 Minuten auf den stationären Endwert der Drehzahl von ca. 4,8 UpM,
- - einer Vakuumsteigerung von ca. 200 mbar zu Anfang auf 1,1 mbar nach 30 Minuten und einen Endwert von 0,7 mbar nach 80 Minuten,
- - einer Temperatursteigerung auf 279°C nach 60 Minuten und 282°C bei Batchende, nach 96 Minuten,
- - einer äußeren Produktumwälzung in Längsrichtung vom zentralen Abfluß von ca. 24,8 t/h über 78 Minuten, linear abfallend auf einen konstanten Sollwert von 12,4 t/h nach 90 Minuten bei symmetrischer Aufteilung des Kreislaufes auf beide Deckelseiten,
- - einer HTM-Begleitheizung des Reaktors mit ca. 276°C über 60 Minuten, reduziert auf ca. 260°C nach 80 Minuten,
- - einer HTM-Begleitheizung der Zirkulationsleitung mit anfangs 276°C über ca. 75 Minuten zurückgeführt auf ca. 260°C nach ca. 90 Minuten.
Die Beendigung der Reaktion erfolgte mit dem Erreichen des
Referenzdruckes in der Kreislaufleitung durch die Abschaltung
des Rührwerkes und der Reduzierung des Vakuums auf ca. 30 mbar;
4 Minuten später begann die Granulierung, die nach 43 Minuten endete.
Das Vakuum wurde bis zur halben Granulierdauer auf einen konstanten
Endwert von ca. 75 mbar gemindert.
Zur Qualitätskontrolle wurden am Anfang, in der Mitte und am Ende der
Granulierung 3 Schnitzelproben S1, S2, S3 gezogen und bezüglich der
Lösungsviskosität und der Karboxylendgruppenkonzentration analysiert
mit folgenden Ergebnissen:
- - IV1 = 0,631 IV2 = 0,632 IV3 = 0,632, jeweils in dl/g,
- - COOH = 35 eq/t (Probe S2)
Weitere Parameter waren:
- - ein Füllniveau h/D = 0,39,
- - eine dynamische Produktzähigkeit von ca. 250 Pa.s,
- - ein anfängliches Schergeschwindigkeitsgefälle im Bereich von ca. 30 bis 105 s-1.
In der Produktionsanlage gemäß Beispiel 6 wurden mit einer dem Beispiel
6 vergleichbaren Prozessfahrweise im fortlaufenden Chargenzyklus
Stichproben des Granulates als Mittelprobe "S2" entnommen und
hinsichtlich der Lösungsviskosität untersucht.
Es ergaben sich folgende Ergebnisse:
Die Bestimmung der Intrinsic-Viskosität erfolgte in den Beispielen 1,
2, 6, 7 anhand einer 0,5%igen Lösung des Polymers bei 25°C in
o-Dichlorbenzol/Phenol im Mischungsverhältnis von 3 : 2 Gew.-Teilen. In
den Beispielen 3, 4, 5 wurde anstelle von Orthodichlorbenzol
Tetrachloräthan verwendet.
Die entsprechenden Schmelzeviskositäten wurden aus empirischen Tabellen
der Schmelzeviskosität als Funktion von der Intrinsic Viskosität und
der Produkttemperatur entnommen oder wurden direkt im Kegel/Platte-
Rheometer bestimmt.
Die Bestimmung des Carboxylendgruppengehaltes erfolgte mit Hilfe der
potentiometrischen Titration mit 0,05 molarer, methanolischer Kalilauge
in o-Kresol/Chloroform (70 : 30 Gew.-Teile).
Der Monomerumsatz α im Veresterungsverfahren wurde aus der wie üblich
durchgeführten Bestimmung von Säurezahl (SZ) und Verseifungszahl (VZ),
jeweils in mg KOH/g, in der Zuordnung α = 1 - (SZ/VZ) errechnet. Beim
Umesterungsverfahren folgt der DMT-Umsatz aus der analogen Bestimmung
der Methoxygruppenkonzentration m (in meq/g) in Relation zu den
gesamten Gruppen, mo = f.VZ, welche mit dem Umrechnungsfaktor
f = 0,01782 meq/mg KOH aus der Verseifungszahl abgeleitet wurden.
Die Analyse der Methoxygruppen erfolgte mittels Freisetzung des
gebundenen Methanols durch alkalische Verseifung bei 150°C im
geschlossenen System und nachfolgende gaschromatographische
Methanolbestimmung.
Claims (13)
1. Verfahren zur diskontinuierlichen Herstellung von Granulat aus
Polykondensationspolymeren mit einer dynamischen Viskosität im
Bereich von etwa 100 bis 1600 Pa.s bei der jeweiligen
Polykondensationstemperatur durch Präkondensation eines
niedermolekularen Oligomeren bei einem Druck von 5 bis 400 mbar
(abs.) in einem beliebigen Autoklaven, nachfolgende
Polykondensation des Präkondensates in einem Rührscheibenreaktor
mit horizontaler Achse und senkrechten Produkt-Schleppflächen
sowie einem Austragsstutzen, einem Brüdenstutzen, mindestens einem
Einfüllstutzen und mindestens einem Rückführstutzen, und
abschließendes Granulieren des Polykondensates, dadurch
gekennzeichnet, daß die Polykondensation unter Vakuum bei einer
Endtemperatur erfolgt, die 5 bis 50°C über dem Schmelzpunkt des
erzeugten Polymeren liegt, wobei
- a) das relative Füllniveau h/D des Reaktors bezogen auf den maximalen Durchmesser D im Bereich des Austragsstutzens gleich 0,26 bis 0,49 ist und in axialer Richtung mit zunehmendem Abstand vom Austragsstutzen abnimmt,
- b) während der gesamten Dauer der Polykondensation ständig ein Teil der Polykondensationsmischung über den Austragsstutzen entnommen und dem Reaktor an mindestens einer vom Austragsstutzen entfernten Stelle wieder zugeführt wird,
- c) die Schleppflächendichte im Bereich des Austragsstutzens 1 bis 8 m2 je m3 Reaktorraum beträgt und mit wachsender axialer Entfernung vom Bereich des Austragsstutzen bis zur entferntesten Zone des Reaktors zunimmt, wobei die Zunahme 5 bis 35% des niedrigsten Wertes beträgt,
- d) während der Anfangsphase der Polykondensation die Schergeschwindigkeiten, denen das Polykondensationsgemisch ausgesetzt ist, 2,5 bis 250 s-1 betragen und die Radialbeschleunigung an den äußeren Schleppflächenkanten mindestens 5 mal höher ist als am Ende der Polykondensation, wobei die Anfangsphase etwa 15 bis 30% der gesamten Polykondensationsdauer beträgt,
- e) die Bedingungen in a) bis d) so eingestellt werden, daß innerhalb des Reaktors zwischen der mindestens einen am entferntesten liegenden Zone und der Austragszone ein Viskositätsgefälle entsteht.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß
die Schleppflächendichte im Bereich des Austragsstutzen
3,0 bis 6,5 m2/m3 beträgt und in der vom Austragsstutzen am
enferntesten liegenden Zone oder Zonen um 10 bis 30% höher ist.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß die
Schergeschwindigkeiten 10 bis 125 s-1 betragen.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch
gekennzeichnet, das das Polykondensationspolymer ein Polyester mit
mindestens 80 Mol-% Ethylenterephthalat-Einheiten und einer
dynamischen Viskosität von 200 bis 1200 Pa.s°C ist, und die
Polykondensation bei einem Enddruck von ≧ 0,6 mbar (abs.) und
einer Endtemperatur von ≦ 285°C erfolgt.
5. Rührscheibenreaktor mit horizontaler Achse und senkrechten
Produkt-Schleppflächen sowie mindestens einem Einfüllstutzen,
mindestens einem Rückführstutzen, einem Brüdenstutzen, einem
Austrittsstutzen und Mitteln zur Beheizung des Reaktors für die
diskontinuierliche Polykondensation eines Präkondensates zu einem
Polykondensationspolymer mit einer dynamischen Viskosität im
Bereich von etwa 100 bis 1600 Pa.s bei der jeweiligen
Polykondensationstemperatur, dadurch gekennzeichnet, daß
- a) das Reaktorgehäuse etwa die Form eines liegenden, einfachen oder doppelten, sich mit zunehmender Entfernung vom Austrittsstutzen verjüngenden Kegelstumpfes mit einem Wandneigungswinkel α im Bereich von 5 bis 45° oder des Stumpfes eines sphärisch verjüngten Rotationskörpers mit senkrechten Stirnflächen hat und sich wahlweise auf seiten des größeren Stumpfdurchmessers ein koaxialer zylindrischer Gehäuseteil anschließt, wobei der mindestens eine Rückführstutzen entfernt vom Austrittsstutzen liegt,
- b) die Produkt-Schleppflächen aus einer Vielzahl zueinander paralleler, rotierbarer Rührscheiben bestehen, wobei die Schleppflächen auf den wandnahen, äußeren Reaktorbereich konzentriert sind und die Schleppflächendichte im Bereich des Austrittsstutzens 1 bis 8 m2 je m3 Reaktorraum beträgt und mit wachsender axialer Entfernung vom Austrittsstutzen bis auf einen um 5 bis 35% höheren Wert stetig zunimmt,
- c) zwischen jeweils zwei Rührscheiben mindestens ein ortsfestes Trennblech angeordnet ist, und
- d) der Austrittsstutzen über eine Produktpumpe und mindestens eine Zirkulationsleitung mit dem mindestens einen Rückführstutzen verbunden ist.
6. Rührscheibenreaktor nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, daß
das Verhältnis der horizontalen Reaktorlänge L zum maximalen
Reaktordurchmesser D bei doppelseitiger Verjüngung mit
zylindrischem Zwischenteil kleiner als 1,8, bei einfacher
Verjüngung mit zylindrischem Teil kleiner als 1,3 und bei
einfachem Kegelstumpf ohne zylindrischen Teil kleiner als 1,0 ist.
7. Rührscheibenreaktor nach einem der Ansprüche 5 und 6, dadurch
gekennzeichnet, daß die Rührscheiben auf gemeinsamer horizontalen
Welle gehaltert sind.
8. Rührscheibenreaktor nach einem der Ansprüche 5 und 6, dadurch
gekennzeichnet, daß die Rührscheiben in einem der Reaktorform
angepaßten Käfig aus mehreren Längstraversen gehaltert sind, wobei
der Käfig eine stummelförmige Antriebsweile und auf der
entgegengesetzten Seite ein Innenlager mit feststehendem
Lagerzapfen aufweist, und die Trennbleche und Abstreifer zwischen
den Rührscheiben auf mindestens einer Statortraverse im
Käfiginnenraum befestigt sind, die auf dem Lagerzapfen fest und
auf der Antriebswelle über ein Gleitlager schwimmend gelagert ist.
9. Rührscheibenreaktor nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß
das Gleitlager mit dem Lagerzapfen über einen Torsionsstab
verbunden ist.
10. Rührscheibenreaktor nach einem der Ansprüche 5 bis 9, dadurch
gekennzeichnet, daß die Rührscheiben mit einem konstanten Abstand
von 80 bis 180 mm zueinander angeordnet werden.
11. Rührscheibenreaktor nach einem der Ansprüche 5 bis 10, dadurch
gekennzeichnet, daß die axiale Projektionsfläche der
Schleppflächen etwa 7 bis 45% des Reaktorquerschnitts beträgt.
12. Rührscheibenreaktor nach einem der Ansprüche 5 bis 11, dadurch
gekennzeichnet, daß die Schleppflächendichte im Bereich des
Austrittsstutzen 3,0 bis 6,5 m2/m3 beträgt und in dem oder den vom
Austragsstutzen am enferntesten liegenden Bereich oder Bereichen
um 10 bis 30% höher ist.
13. Rührscheibenreaktor nach einem der Ansprüche 5 bis 7 und
10 bis 12, dadurch gekennzeichnet, daß er die Form eines
liegenden, doppelten Kegelstumpfes mit zylindrischem Zwischenstück
hat und eine durchgehende Welle mit parallelen Rührscheiben und an
der Reaktorwand befestigte Trennbleche aufweist.
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