JP2002003505A - α−オレフィン重合体の製造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 α−オレフィンのスラリー重合又はバルク重
合において、除熱設備を有する反応槽を用い、反応槽の
中のスラリーの均一混合性能を改善し、反応器内におけ
る固体粒子の滞留量を実質的に高め、触媒の効率を高
め、攪拌所要動力を軽減することができるα−オレフィ
ン重合体の製造方法の提供。 【解決手段】 少なくとも１槽以上の重合槽を用いて、
α−オレフィンをスラリー重合、又はバルク重合し、該
重合で発生する重合熱を蒸発物質の蒸発による潜熱を利
用して除熱するα−オレフィン重合体の製造方法におい
て、生成する固体粒子が特定の粒子径を有し、重合槽内
のスラリー中の特定の固体粒子濃度で、重合槽における
蒸発物質が特定の空塔ベースの蒸発線速を有し、重合槽
内のスラリー中の蒸発物質が特定の気泡含有率を有し、
特定位置におけるスラリー中の固体粒子濃度を一定にす
るに必要な最小攪拌回転数以上となりうる攪拌回転数条
件で運転することを特徴とするα−オレフィン重合体の
製造方法。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、生産性に優れたα
−オレフィン重合体のスラリー重合又はバルク重合にお
ける連続製造方法に関し、特にα−オレフィンの重合で
発生する反応熱の全部又は一部をα−オレフィンモノマ
ー又は炭化水素系溶媒（分散媒）の蒸発潜熱を利用して
除熱するα−オレフィン重合体の連続製造法に関する。

【０００２】

【従来の技術】スラリー重合又はバルク重合におけるα
−オレフィン重合体の連続製造方法は、反応器の型式と
してループ型反応器の様な２重管方式のもの、竪型円筒
状の攪拌槽型のものに大別される。当該反応器の生産性
を向上させる方法としては、（１）反応器内部スラリー
中の固体粒子をより高濃度で運転することで反応器容積
を削減する方法、（２）立体規則性触媒の滞留時間を下
げて反応器容積を削滅する方法があり、後者の（２）の
方法の場合は一般的に立体規則性触媒の滞留時間を下げ
ると触媒の効率（単位触媒当たりのα−オレフィン重合
体生産量）が低下し、あまり望ましくなく、反応器内部
スラリー中の固体粒子をより高濃度で運転する事ことで
反応器容積を削減する（１）の方法が望ましい。ループ
型反応器の場合は、反応器内部のスラリーを循環させる
ために配設されたスラリー循環ポンプの運転性能を維持
するために、反応器内部スラリー中の固体粒子濃度の上
限界が、攪拌槽型の反応器に比べ低いのが一般的であ
る。また、重合による反応熱量や、ループ型反応器の場
合はスラリー循環ポンプから発生する熱量或いは攪拌槽
型反応器の場合は攪拌により発生する熱量を除去するた
めの除熱設備が必要である。その除熱方法としては、ル
ープ型反応器や攪拌槽の外部にジャケットを装着した
り、反応器内部に除熱コイル型の邪魔板を複数本配設し
た反応器や当該攪拌槽のスラリーを循環ポンプ等で外部
循環させ、該循環系に多管式熱交換器等の除熱のための
設備を付属した物等に代表される。例えば、攪拌槽型反
応器の場合には、外部にジャケットを装着し、内部に除
熱コイル型の邪魔板を複数本配設した顕熱利用の除熱設
備とα−オレフィンモノマーや炭化水素系溶媒（分散
媒）を当該反応器より蒸発させ、その蒸発潜熱を利用す
る除熱設備を併用して除熱するのが望ましい。

【０００３】一般的に蒸発潜熱を利用する反応器には、
蒸発した気体を冷却・凝縮液化させ、反応器に戻すこと
が出来る還流コンデンサーが使用されている。上記スラ
リー重合又はバルク重合でα−オレフィン重合体を製造
する方法においては、反応器の生産性を向上させるため
には前述の除熱設備の能力を向上させることが必要であ
る。除熱設備の除熱能力を向上させるための一般的な方
法は、当該除熱設備の熱交換器の伝熱面積を増大させる
方法である。ループ型反応器や攪拌槽の外部にジャケッ
トを装着したり、反応槽内部に除熱コイル型の邪魔板を
複数本配設した反応器において顕熱を利用して除熱する
設備では、反応器自身に除熱設備が付設されている関係
上、反応器容積を変更しないで除熱設備の伝熱面積を増
大させることは困難である。

【０００４】攪拌槽内のスラリーを循環ポンプ等で外部
循環させ、該循環系に多管式熱交換器等の除熱のための
設備を付属した除熱方式を用いる場合は、反応器の容積
を変更しないで生産性を向上させることは可能である
が、スラリーポンプを用いるために、ループ型反応器と
同様に反応器内部のスラリー中の固体粒子濃度の上限界
を、スラリーポンプを用いない攪拌槽型の反応器に比べ
低くする必要がある。

【０００５】また、スラリー循環系に付設される多管式
熱交換器は、取り扱うスラリーの反応による付着・閉塞
等の問題を防ぐために、該多管式熱交換器に用いられる
チューブは、一般的に５０ｍｍ以上の内径のものが用い
られ、且つ伝熱係数が２００〜３００ｋｃａｌ／ｍ^２／
℃／ｈ程度と低く、該熱交換器の伝熱面積を増大させる
ためには該熱交換器の容積が過大に大きくなり、工業的
に不利である。チューブ内はスラリーが循環するため、
そのスラリー中の固体粒子を円滑に輸送するために規定
のスラリー流速以上で循環する必要があり、スラリー循
環ポンプの輸送能力を向上させる必要もあり、更には該
スラリーポンプの工業的な製作限界以上の能力を必要と
することがある。

【０００６】さらに、α−オレフィンモノマー又は炭化
水素系溶媒（分散媒）の蒸発による蒸発潜熱を利用する
方法による攪拌槽を用いる反応器の場合は、反応器の容
積を変更しないで当該反応器の生産性を向上させること
が可能であり、当該除熱系に付設する多管式熱交換器に
用いられるチューブの内径も前述のスラリークーラーの
様に付着・閉塞の危険性が極めて少ないため、１５〜２
５ｍｍと小口径のチューブを利用出来、伝熱係数も４０
０〜６００Ｋｃａｌ／ｍ^２／℃／ｈとスラリークーラー
と比較して高く、該熱交換器の伝熱面積を増大させる場
合、該熱交換器の容積が過大になることはなく、反応器
の生産性の向上に最も適した除熱方法と言える。

【０００７】以上述べた様に、反応で発生する反応熱の
全部又はその一部をα−オレフィンモノマー又は炭化水
素系溶媒（分散媒）の蒸発による蒸発潜熱を利用する方
法は、例えば特公平１−７０８４号、特開昭６２−１２
４１０７号、特公平５−７４６０１号、特公平５−７４
６０２号、特公平７−１７７０５号の各公報等に記載さ
れているように、一般的によく知られた方法である。

【０００８】前記のα−オレフィンモノマー又は炭化水
素系溶媒（分散媒）の蒸発を利用する方法の攪拌槽は、
一般的に気−液−固３相通気型攪拌槽と呼ばれ、その攪
拌槽に良く用いられる攪拌翼は複数段のタービン型攪拌
翼や複数段のタービン型攪拌翼と３枚パドル翼（３方後
退翼）の組み合わせがある。

【０００９】複数段のタービン型翼は、配設された４〜
６枚のパドルをスラリーの混合性能を向上させる目的の
ために攪拌軸の回転による、該タービン型翼から発生す
る吐出流が下方向に向く様に攪拌軸に対して３０〜６０
°傾斜させたものがよく用いられ、３枚パドル翼（３方
後退翼）の形状は攪拌軸芯から翼の先端迄が軸の回転方
向に対して順次２５〜５０°後方に後退角を持ち、１０
〜２０°の上昇角を有するものがよく用いられる。複数
段のタービン型翼と３枚パドル翼の組み合わせの場合、
攪拌槽の底部に３枚パドル翼を配設し、その上部に一定
間隔で複数段のタービン型翼を配設するのが一般的であ
る。

【００１０】α−オレフィンモノマーまたは炭化水素系
溶媒（分散媒）の蒸発により気体を発生させる場合、発
生したその気体は、攪拌槽のスラリー部分を通過し、攪
拌槽上部の実質的にスラリーを保有しない気相部へ上昇
して行く。上昇する気体の影響で攪拌翼がスラリーに与
える力（即ち攪拌動力）が低下し、その結果スラリーの
均一混合性能を低下させる。スラリーの均一混合性能が
低下すると、スラリー層の下部に固体粒子濃度の濃い層
が形成され、上部には固体粒子濃度の薄い層が形成され
る。一般的に該反応器からのスラリー抜き出しは、反応
器の直胴部の下部又は反応器の底部から行われることが
多く、スラリーの均一混合性能の低下は反応器の上部に
おける固体の滞留量が低下し、ひいては触媒の実質的な
滞留時間を低下させ、触媒の効率を低下させることにな
る。

【００１１】更に、気体通過量の増大や攪拌回転数が低
い等の場合には、スラリー中の固体粒子の浮遊を阻害
し、攪拌槽の底部に沈降層を形成したり、粒子間の凝集
等による巨大粒子の生成、付着・閉塞等の連続製造を阻
害する原因となる。

【００１２】スラリーの均一混合性能の低下や固体粒子
の浮遊を阻害する現象は、スラリー層を通過する気体量
を攪拌槽の断面積で除した空塔ベ−スの通気ガス線速
（Ｕｇ）の増加により顕著に現れ、又スラリー中の重量
基準固体粒子濃度（Ｗｓ）、固体粒子の平均粒子径（ｄ
ｐ）、スラリー中の固体、液体の密度（ρｓ及びρ
ｌ）、液体の動粘度（νｌ）、更には攪拌槽の底部に配
設した攪拌翼の取り付け位置、寸法比（攪拌翼径／攪拌
槽径）などの影響を受ける。

【００１３】上記の現象は攪拌回転数を上げることによ
り、解消される傾向となるが、攪拌所要動力が上がり、
又スラリー中の気体の含有率が上昇する現象を起こし、
産業上好ましいとは言えない。又、攪拌槽の液相部分の
内、気体の占める部分は実質的にスラリーは存在しない
ので、同一液量で攪拌槽を用いる場合、前述同様、固体
の滞留量が減少し、触媒の効率を低下させることにな
る。一般的に攪拌槽の単位断面積当たりのガスの通気量
を増大させたり、攪拌回転数を上げ攪拌負荷動力を増大
させると液相部分の内、気体の占める割合が増加する傾
向となる。

【００１４】一方、インパクトコポリマーグレードのポ
リプロピレンに代表される様にα−オレフィンの重合で
得られる製品の品質を向上させるために、製品固体粒子
の粒子径をその平均粒子径で、従来４００〜６００μｍ
程度であったものが、近来、７００〜１５００μｍ（場
合によっては１５００〜２０００μｍの物も見受けられ
る）と製品固体粒子径の大きい触媒が多用されている。

【００１５】製品固体粒子径を７００〜１５００μｍと
大きくすると、上述の粒子の均一混合や粒子の浮遊のた
めに攪拌回転数を更に増大する必要があり、攪拌負荷が
過大となり、液相中の気体の占める割合も増大し、又、
反応槽の攪拌回転数が高い状態ではスラリー界面におけ
る泡立ち（Ｆｏａｍｉｎｇ）現象が発生し、該蒸発物質
を液化・凝縮させるための還流コンデンサーの性能を著
しく低下させることがあり、生産性を著しく低下させ、
もはや産業上採用することは困難と言わざるを得ない。

【００１６】

【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、α−
オレフィンのスラリー重合又はバルク重合において、そ
の反応で発生する反応熱の全部又は一部を該重合に供さ
れるα−オレフィン又は炭化水素系溶媒（分散媒）等の
蒸発物質の蒸発により除去する除熱設備を有する反応槽
を用いると共に、反応槽のスラリー中の固体粒子の沈降
分離を防ぎスラリーの均一混合性能を改善し、且つ蒸発
物質（α−オレフィン又は炭化水素系溶媒（分散媒））
の蒸発により発生する気体のスラリー中の含有率を低下
させ、該反応器内における固体粒子の滞留量を実質的に
高め、触媒の効率を高めることが出来、攪拌所要動力を
軽減することが出来る、工業上有利なα−オレフィン重
合体の製造方法を提供することである。

【００１７】

【課題を解決するための手段】本発明者らは、上記課題
を解決すべく鋭意研究した結果、重合固体粒子の平均粒
子径、固体粒子の濃度、蒸発物質の蒸発線速、蒸発物質
の気泡含有率、スラリー中の固体粒子濃度等が特定にな
るような攪拌回転数条件で運転すること、さらに特定の
形状の攪拌翼により攪拌することにより、触媒の効率を
高め、攪拌の所要動力を低減できることを見出し、本発
明を完成した。すなわち、本発明は、少なくとも１槽以
上の重合槽を用いて、立体規則性触媒の存在下に、α−
オレフィンをスラリー重合、又はバルク重合し、該重合
で発生する重合熱を蒸発物質の蒸発による潜熱を利用し
て除熱するα−オレフィン重合体の製造方法において、
該重合で生成する固体粒子の平均粒子径が５００〜２，
０００μｍの範囲であり、重合槽内のスラリー中の固体
粒子濃度は２０〜６０ｗｔ％であり、且つ、重合槽にお
ける当該蒸発物質の空塔ベースの蒸発線速（Ｕｇ）が
１．０〜６．０ｃｍ／ｓｅｃの範囲であって、重合槽内
のスラリー中の当該蒸発物質の気泡含有率［気泡の容積
／（気泡の容積＋スラリーの容積）×１００］が４０ｖ
ｏｌ％以下であり、さらに、当該重合槽内の液面高さ
（Ｈ）に対し、直胴部下端（下部Ｔａｎｇｅｎｔｉａｌ
Ｌｉｎｅ）を基準として０．９Ｈ〜１．０Ｈの位置に
おけるスラリー中の固体粒子濃度［上部濃度］と０〜
０．１Ｈの位置におけるスラリー中の固体粒子濃度［下
部濃度］の比が一定になるために必要な最小攪拌回転数
［粒子濃度平衡攪拌回転数（Ｎｕｓ又はＮｕｓｇ）］以
上となりうる攪拌回転数条件で運転することを特徴とす
るα−オレフィン重合体の製造方法である。

【００１８】また、本発明は、重合槽における当該蒸発
物質の空塔ベースの蒸発線速（Ｕｇ）が１．０〜６．０
ｃｍ／ｓｅｃの範囲であって、重合槽内の攪拌による単
位容積当たりの攪拌所要動力（Ｐｇｖ）が０．５〜３．
０ＫＷ／ｍ^３である条件の攪拌回転数で運転する前記の
α−オレフィンの製造方法である。

【００１９】また、本発明は、α−オレフィンの重合に
供される重合槽の攪拌槽及び攪拌翼の構造として、図１
において竪型円筒状攪拌槽の中心部に槽外からの駆動源
１０により、回転可能な攪拌軸２を配設し該攪拌軸２に
攪拌槽底壁面から攪拌翼下端部迄の距離（Ｃ）と攪拌槽
の直径（Ｄ）の比（Ｃ／Ｄ）が０．１０以下になる位置
に配設された図２に示すような大型のボトムパドル翼１
２と該ボトムパドル翼１２より上位部分にアームパドル
１４と該アームパドル１４と直角方向に延びるストリッ
プ１３から構成される格子翼からなる攪拌翼３を装着す
ると共に攪拌槽側壁面に下部〜上部迄、側壁面に沿って
４〜１２本の邪魔板４を間隔を置いて配設した攪拌槽を
用いる前記のα−オレフィンの製造方法である。

【００２０】また、本発明は、前記の攪拌翼３の構造が
図３の様にボトムパドル翼の直径に対し、上部アームパ
ドル翼の直径が短くなる様な形状の攪拌翼３を用いる前
記のα−オレフィンの製造方法である。

【００２１】

【発明の実施の形態】本発明を以下に各項目毎に詳細に
説明する。本発明において、原料として用いるα−オレ
フィンとしては、炭素数は２〜８のもの、例えば、エチ
レン、プロピレン、１−ブテン、１−ペンテン、１−ヘ
キセン、１−オクテンなどを挙げることができる。

【００２２】このα−オレフィンの重合は、重合槽に立
体規則性触媒、あるいはこれを構成する各種成分、例え
ば、固体触媒成分、共触媒、必要に応じて電子供与性化
合物、あるいはこれらの接触物、およびα−オレフィ
ン、および必要により水素を連続的に供給することによ
って行われる。

【００２３】本発明で用いる立体規則性触媒は、固体触
媒成分と有機アルミニウム化合物、および必要に応じて
電子供与性化合物からなるものである。ここで、「から
なる」とは、上記主成分以外に合目的な各種成分が含ま
れてなるものをも包含するものである。

【００２４】本発明での立体規則性触媒は、その固体触
媒成分が、従来のこの種の立体規則性触媒と本質的に異
ならない。固体触媒成分と有機アルミニウム化合物、お
よび必要に応じて電子供与性化合物からなる立体規則性
触媒は、公知（例えば、特開昭５６−８１１号、特開昭
５８−８３００６号、特開平４−２１８５０７号、特開
平６−２５３３８号、特開昭５７−６３３１１号、特開
昭６１−２１３２０８号、特開昭６２−１８７７０６
号、特開平５−３３１２３３号、特開平５−３３１２３
４号、特開昭６３−２８９００４号、特開平１−３１９
５０８号、特開昭５２−９８７０６号、特開平１−５４
００７号、および特開平３−７２５０３号の各公報参
照）である。

【００２５】本発明で使用する固体触媒成分は、マグネ
シウム、チタン、ハロゲン、ならびに電子供与性化合物
を含むものである。固体触媒成分中のマグネシウムは、
塩化マグネシウム、臭化マグネシウム、ヨウ化マグネシ
ウム、フッ化マグネシウムのようなハロゲン化マグネシ
ウム；メトキシ塩化マグネシウム、エトキシ塩化マグネ
シウム、イソプロポキシ塩化マグネシウム、ブトキシ塩
化マグネシウム、ヘキソキシ塩化マグネシウム、オクト
キシ塩化マグネシウムのようなアルコキシマグネシウム
ハライド；フェノキシ塩化マグネシウム、メチルフェノ
キシ塩化マグネシウムのようなアリロキシマグネシウム
ハライド；メトキシマグネシウム、エトキシマグネシウ
ム、イソプロポキシマグネシウム、ｎ−ブトキシマグネ
シウム、ｎ−オクトキシマグネシウム、２−エチルヘキ
ソキシマグネシウムのようなアルコキシマグネシウム；
フェノキシマグネシウム、メチルフエノキシマグネシウ
ムのようなアリロキシマグネシウム；ラウリン酸マグネ
シウム、ステアリン酸マグネシウムのようなマグネシウ
ムのカルボン酸塩などから得ることができる。なお、こ
れらのマグネシウム化合物は、単独で用いても良いし、
混合物を用いても良い。

【００２６】固体触媒成分中のチタンは、通常Ｔｉ（Ｏ
Ｒ）_ｇＸ_４−ｇ（Ｒは炭化水素基、Ｘはハロゲン、ｇは
０≦ｇ≦４なる数を示す）で示される４価のチタン化合
物、具体的には、ＴｉＣｌ_４、ＴｉＢｒ_４、ＴｉＩ_４な
どのテトラハロゲン化チタン；Ｔｉ（ＯＣＨ_３）Ｃ
ｌ_３、Ｔｉ（ＯＣ_２Ｈ_５）Ｃｌ_３、Ｔｉ（Ｏｎ−Ｃ_４Ｈ
_９）Ｃｌ_３、Ｔｉ（Ｏｉ−Ｃ_４Ｈ_９）Ｃｌ_３、Ｔｉ（Ｏ
ＣＨ_３）Ｂｒ_３、Ｔｉ（ＯＣ_２Ｈ_５）Ｂｒ_３、Ｔｉ（Ｏ
ｎ−Ｃ_４Ｈ_９）Ｂｒ_３、Ｔｉ（Ｏｉ−Ｃ_４Ｈ_９）Ｂｒ_３
などのトリハロゲン化アルコキシチタン、Ｔｉ（ＯＣＨ
_３）_２Ｃｌ_２、Ｔｉ（ＯＣ_２Ｈ_５）_２Ｃｌ_２、Ｔｉ（Ｏ
ｎ−Ｃ_４Ｈ_９）_２Ｃｌ_２、Ｔｉ（Ｏｉ−Ｃ_４Ｈ_９）_２Ｃ
ｌ_２、Ｔｉ（ＯＣＨ_３）_２Ｂｒ_２、Ｔｉ（ＯＣ_２Ｈ_５）
_２Ｂｒ_２、Ｔｉ（Ｏｎ−Ｃ_４Ｈ_９）_２Ｂｒ_２、Ｔｉ（Ｏ
ｉ−Ｃ_４Ｈ_９）_２Ｂｒ_２などのジハロゲン化アルコキシ
チタン、Ｔｉ（ＯＣＨ_３）_３Ｃｌ、Ｔｉ（ＯＣ_２Ｈ_５）
_３Ｃｌ、Ｔｉ（Ｏｎ−Ｃ_４Ｈ_９）_３Ｃｌ、Ｔｉ（Ｏｉ−
Ｃ_４Ｈ_９）_３Ｃｌ、Ｔｉ（ＯＣＨ_３）_３Ｂｒ、Ｔｉ（Ｏ
Ｃ_２Ｈ_５）_３Ｂｒ、Ｔｉ（Ｏｎ−Ｃ_４Ｈ_９）_３Ｂｒ、Ｔ
ｉ（Ｏｉ−Ｃ_４Ｈ９）_３Ｂｒなどのモノハロゲン化アル
コキシチタン、Ｔｉ（ＯＣＨ_３）_４、Ｔｉ（ＯＣ
_２Ｈ_５）_４、Ｔｉ（Ｏｎ−Ｃ_４Ｈ_９）_４、Ｔｉ（Ｏｉ−
Ｃ_４Ｈ_９）_４などのテトラアルコキシチタン；あるいは
これらの混合物、あるいは、これらとアルミニウム化合
物、ケイ素化合物、硫黄化合物、他の金属化合物、ハロ
ゲン化水素、ハロゲン等との混合物によって、ハロゲン
は、上記の−般式Ｔｉ（ＯＲ）_ｇＸ_４−ｇ（Ｒは炭化水
素基、Ｘはハロゲン、ｇは０≦ｇ≦４なる数を示す）で
示される４価のチタン化合物や、ハロゲン化水素、ハロ
ゲン等によって導入することが普通である。

【００２７】固体触媒成分中の電子供与性化合物は、こ
の種の固体触媒成分の製造に用いられる通常公知の化合
物を使用することができる。一般的には、含酸素化合物
及び／又は含窒素化合物が好ましい。含酸素化合物とし
ては、一般に、エーテル類、ケトン類、エステル類、ア
ルコキシシラン類を挙げることができる。含窒素化合物
としては、アミン類、アミド類、ニトロソ化合物類を挙
げることができる。

【００２８】立体規則性触媒の共触媒である有機アルミ
ニウム化合物は、合目的な任意のものを用いることがで
きる。具体的には、（イ）トリアルキルアルミニウム、
例えば、各アルキル基がそれぞれ炭素数１〜１２のも
の、例えば、トリメチルアルミニウム、トリエチルアル
ミニウム、トリｎ−プロピルアルミニウム、トリイソブ
チルアルミニウム、トリヘキシルアルミニウム、トリオ
クチルアルミニウム、トリデシルアルミニウム、トリド
デシルアルミニウム、（ロ）ハロゲン含有有機アルミニ
ウム化合物、具体的には上記のトリアルキルアルミニウ
ムのアルキル基の１個または２個がハロゲン、例えば塩
素、臭素等で置換されたもの、例えば、ジエチルアルミ
ニウムクロライド、エチルアルミニウムセスキクロライ
ド、（ハ）ヒドリド含有有機アルミニウム化合物、具体
的には上記のトリアルキルアルミニウムのアルキル基の
１個または２個が水素で置換されたもの、例えば、ジエ
チルアルミニウムヒドリド、（ニ）アルコキサイド含有
有機アルミニウム化合物、具体的には上記のトリアルキ
ルアルミニウムのアルキル基の１個または２個がアルコ
キシ基（アリールオキシ基を包含する）、特に炭素数１
〜８程度のもので置換されたもの、例えばジメチルアル
ミニウムメトキサイド、ジエチルアルミニウムメトキサ
イド、ジエチルアルミニウムエトキサイド、ジエチルア
ルミニウムフェノキサイド、（ホ）アルミノキサン（ア
ルモキサンとも言う）、具体的にはアルキル基が炭素数
１〜１２であるアルキルアルミノキサン、例えば、メチ
ルアルミノキサン、エチルアルミノキサン、イソブチル
アルミノキサンなどを挙げることができる。また、これ
らは各群内及び／又は各群間で複数用いることもでき
る。

【００２９】有機アルミニウム化合物の使用量について
特に制限はないが、通常は、有機アルミニウム化合物中
のアルミニウムと、固体触媒成分中のチタンとのモル比
が、０．１〜１００００、好ましくは、１０〜５００
０、さらに好ましくは、５０〜２０００となるように使
用する。

【００３０】必要に応じて用いられる電子供与性化合物
も、この種の立体規則性触媒において用いられているも
のを用いることができる。本発明においては、含酸素化
合物、及び／又は含窒素化合物を好ましいものとして挙
げることができる。

【００３１】含窒素化合物としては、トリエチルアミ
ン、エチレンジアミン、ジイソプロピルアミン、ジｔ−
ブチルアミン、ピリジン、ピペリジン、２，２，６，６
−テトラメチルピペリジンのようなアミン類およびその
誘導体、また、３級アミン、ピリジン類、キノリン類の
Ｎ−オキシドのようなニトロソ化合物を挙げることがで
きる。

【００３２】含酸素化合物としては、一般に、エーテル
類、ケトン類、エステル類、アルコキシシラン類を挙げ
ることができる。（イ）エーテル類としては、エーテル
酸素と結合する炭化水素残基が合計炭素数２〜１８程
度、好ましくは４〜１２程度のものであって、エーテル
酸素をその内部に有するもの、例えば、ジエチルエーテ
ル、ジプロピルエーテル、ジエチレングリコールジメチ
ルエーテル、プロピレングリコールジメチルエ−テル、
エチレンオキシド、テトラヒドロフラン、２，２，５，
５，−テトラメチルテトラヒドロフラン、ジオキサンな
どを、（ロ）ケトン類としては、ケトンカルボニル基と
結合する炭化水素残基が合計炭素数２〜１８程度、好ま
しくは４〜１２程度のもの、例えば、アセトン、ジエチ
ルケトン、メチルエチルケトン、アセトフェノンなど
を、（ハ）エステル類としては、カルボン酸部分がアリ
ールないしアラルキルカルボン酸（アリール基ないしア
リール部分はフェニルまたは低級（Ｃ_１〜Ｃ_４程度）ア
ルキル及び／又は低級（Ｃ_１〜Ｃ_４程度）アルコキシ置
換フェニルが好ましく、アラルキル基のアルキル部分
は、Ｃ_１〜Ｃ_６程度が好ましく、カルボキシル基は１〜
３個程度が好ましい）、または脂肪族カルボン酸（カル
ボキシル基（１〜３個程度）以外の部分が炭素数１〜２
０程度、好ましくは２〜１２程度のエーテル酸素を含ん
でいても良い脂肪族炭化水素残基であるもの）であり、
アルコール部分が炭素数１〜８程度、好ましくは１〜４
程度のもの（上記のカルボン酸の対応ヒドロキシ置換誘
導体の分子内エステルを包含する）、例えば、フェニル
酢酸エチル、安息香酸メチル、安息香酸エチル、安息香
酸フェニル、トルイル酸メチル、トルイル酸エチル、ア
ニス酸メチル、アニス酸エチル、メトキシ安息香酸メチ
ル、メトキシ安息香酸エチル、メタクリル酸メチル、メ
タクリル酸エチル、フタル酸ジメチル、フタル酸ジエチ
ル、フタル酸ジプロピル、フタル酸ジブチル、フタル酸
ジイソブチル、フタル酸ジヘキシル、γ−ブチロラクト
ン、エチルセロソルブなどを、（ニ）アルコキシシラン
類としては、アルコキシ基（アリールオキシ基を包含す
るものとし、炭素数１〜１８程度、なかでも１〜４程度
が好ましい）を少なくとも１個持ち、ケイ素原子の残り
の原子価がアルキル基、アリール基またはアラルキル基
（これらの一般的説明は、前記のそれと同じである）で
あるもの、テトラメトキシシラン、エチルトリメトキシ
シラン、ｎ−プロピルトリメトキシシラン、イソプロピ
ルトリメトキシシラン、ｔ−ブチルトリメトキシシラ
ン、フェニルトリメトキシシラン、シクロヘキシルトリ
メトキシシラン、１−メチルシクロヘキシルトリメトキ
シシラン、１，１，２，２−テトラメチルプロピルトリ
メトキシシラン、ジエチルジメトキシシラン、ジｎ−プ
ロピルジメトキシシラン、ジイソプロピルジメトキシシ
ラン、ジフェニルジメトキシシラン、ｔ−ブチルメチル
ジメトキシシラン、ｔ−ブチルエチルジメトキシシラ
ン、ｔ−ブチル−ｎ−プロピルジメトキシシラン、ｔ−
ブチルイソプロピルジメトキシシラン、シクロヘキシル
メチルジメトキシシラン、ジシクロヘキシルジメトキシ
シラン、１−メチルシクロヘキシルメチルジメトキシシ
ラン、１，１，２，２−テトラメチルプロピルメチルジ
メトキシシラン、エチルトリエトキシシラン、ｎ−プロ
ピルトリエトキシシラン、イソプロピルトリエトキシシ
ラン、ｔ−ブチルトリエトキシシラン、フェニルトリエ
トキシシラン、シクロヘキシルトリエトキシシラン、１
−メチルシクロヘキシルトリエトキシシラン、１，１，
２，２−テトラメチルプロピルトリエトキシシラン、ジ
エチルジエトキシシラン、ジｎ−プロピルジエトキシシ
ラン、ジイソプロピルジエトキシシラン、ジフェニルジ
エトキシシラン、ｔ−ブチルメチルジエトキシシラン、
ｔ−ブチルエチルジエトキシシラン、ｔ−ブチル−ｎ−
プロピルジエトキシシラン、シクロヘキシルメチルジエ
トキシシラン、シクロへキシルエチルジエトキシシラ
ン、１−メチルシクロヘキシルメチルジエトキシシラ
ン、１，１，２，２−テトラメチルプロピルメチルジエ
トキシシランなどを挙げることができる。これらの化合
物のうち、好ましく用いられるのは、ピペリジン類、ま
たは、アルコキシシラン類であり、特に好ましくはアル
コキシシラン類である。これらの化合物の使用量に制限
はないが、通常は、共触媒として使用する有機アルミニ
ウム化合物中のアルミニウムに対するモル比で、０〜１
０、好ましくは、０〜２となるように使用する。また、
複数の電子供与性化合物を上記の各群内及び/又は各群
間で選んで用いることができる。

【００３３】固体触媒成分、有機アルミニウム化合物、
および必要に応じて用いられる電子供与性化合物の各触
媒成分は、重合槽中であるいは重合槽外で、重合させる
べきモノマーの存在下あるいは不存在下で互いに接触
し、この接触によって、本発明の立体規則性触媒が形成
される。各触媒成分は、重合槽に独立に供給しても良い
し、任意の各成分を接触させたうえで供給しても良い。
この場合、接触方法は任意である。すなわち各成分を同
時に接触させても良いし、任意の各成分を逐次接触させ
ても良い。これらの各成分を重合槽に供給する方法につ
いては、特に制限はない。プロパン、ブタン、ペンタ
ン、ヘキサン、ヘプタン、オクタン、ノナン、デカン、
トルエン、キシレンなどの不活性炭化水素溶媒に溶解も
しくは懸濁させて供給しても良いし、実質的にこれらの
不活性炭化水素溶媒を使用することなく、直接供給する
こともできる。

【００３４】本発明は、少なくとも１槽以上の重合槽を
用いて、立体規則性触媒の存在下に、α−オレフィンを
スラリー重合、又はバルク重合し、該重合で発生する重
合熱の全部又は一部をα−オレフィンモノマーまたは炭
化水素系溶媒（分散媒）の蒸発による潜熱を利用して除
熱するα−オレフィン重合体の製造方法により行う。

【００３５】本発明の製造工程の一例を図を用いて説明
する。図１２において、重合槽（攪拌槽）１は攪拌軸２
に、図２に示すような大型のボトムパドル翼１２と該ボ
トムパドル翼１２より上位部分にアームパドル１４と該
アームパドル１４と直角方向に延びるストリップ１３か
ら構成される格子翼を装着する攪拌翼３、又は上記攪拌
翼の構造が図３の様にボトムパドル翼１２の直径に対
し、上部アームパドル翼１４の直径が短くなる様に該ア
ームパドルとストリップの交差角（θ）が８５〜９０°
の方向である攪拌翼３を有し、立体規則性触媒の存在下
に、α−オレフィンのスラリー重合またはバルク重合に
用いるものであり、反応熱により蒸発するα−オレフィ
ンモノマーまたは炭化水素系溶媒の蒸気は、還流コンデ
ンサー５で冷却され、その凝縮液は回収液ドラム６及び
回収液ポンプ７を経て加熱器８で予熱され、攪拌槽１に
再循環（リサイクル）される。バルク重合する場合に
は、例えば、液体プロピレン白身を媒体とする重合方法
が用いられる。

【００３６】本発明において、重合槽の重合温度に特に
制限はないが、通常、４０〜１２０℃、好ましくは、５
０〜９０℃で行われる。圧力にも特に制限はないが、通
常１〜１００ａｔｍ、好ましくは、５〜５０ａｔｍの圧
力で行われる。重合は必要に応じて、水素の存在下で行
われる。重合槽への水素の供給量に特に制限はなく、所
望のメルトフローレート（以下、ＭＦＲと称する）を得
るために必要な水素を供給することができる。

【００３７】上記したように重合槽１において、α−オ
レフィンのスラリー重合又はバルク重合によって、その
反応で発生する反応熱の全部又は一部を該重合に供され
るα−オレフィン又は炭化水素系溶媒（分散媒）の蒸発
により除去する除熱設備を有している。重合槽（攪拌
槽）１としては、図１に示す様に、竪型円筒状攪拌槽の
中心部に槽外からの駆動源１０により、回転可能な攪拌
軸２を配設し該攪拌軸２に攪拌槽底壁面から攪拌翼下端
部迄の距離（Ｃ）と攪拌槽の直径（Ｄ）の比（Ｃ／Ｄ）
が０．１０以下になる位置に配設された図２に示すよう
な大型のボトムパドル翼１２を該ボトムパドル翼１２よ
り上位部分にアームパドル１４と該アームパドル１４と
直角方向に延びるストリップ１３から構成される格子翼
を装着する攪拌翼３、又は上記攪拌翼の構造が図３の様
にボトムパドル翼１２の直径に対し、上部アームパドル
翼１４の直径が短くなる様な形状の攪拌翼３を用い、攪
拌槽側壁面に下部〜上部迄、側壁面に沿って４〜１２本
の邪魔板４を間隔を置いて配設した攪拌槽を用いる。

【００３８】該攪拌翼の形状は、攪拌槽の直径（Ｄ）に
対し、直径（ｄｉ）及び高さ（ｈ）がｄｉ／Ｄ＝０．４
５〜０．７、ｈ／Ｄ＝０．６〜１．２が好ましく、更に
ｄｉ／Ｄ＝０．５〜０．６、ｈ／Ｄ＝０．７〜１．１が
好ましく、ボトムパドル翼の直径に対し、上部アームパ
ドル翼の直径が短くなる様な攪拌翼においては該アーム
パドルとストリップの交差角（θ）が８０〜９０°更に
好ましくは８５〜９０°である。上記の形状の攪拌翼と
しては、具体的には、特開昭６１−２００８４２号公
報、特開平６−３１２１２２号公報、特開平８−２５２
４４４号公報、特開平８−２５２４４５号公報に公開さ
れている、住友重機械工業（株）社製のマックスブレン
ド翼が好ましい。

【００３９】さらに、攪拌槽側壁面に下部〜上部迄、側
壁面に沿って４〜１２本の邪魔板４が間隔を置いて配設
されている。配設される邪魔板４の幅（ｂ）は攪拌槽の
直径（Ｄ）に対してｂ／Ｄ＝０．０５〜０．１２の範囲
で、邪魔板の長さ（Ｌ）は攪拌槽の下部Ｔａｎｇｅｎｔ
ｉａｌ Ｌｉｎｅから液面位置までを包含する長さのも
のが一般的に用いられるが、邪魔板の下端部が下部Ｔａ
ｎｇｅｎｔｉａｌ Ｌｉｎｅよりも上部にあっても良
い。又、邪魔板の形状としては板状、円柱状、楕円柱状
のものが好んで用いられる。攪拌翼及び邪魔板の寸法・
形状は上述の範囲に規定される必要は無い。

【００４０】本発明においては、上記した形状の攪拌翼
及び邪魔板を用いて、攪拌槽中でα−オレフィンをスラ
リー重合又はバルク重合し、該重合で生成する固体粒子
の粒子径が５００〜２，０００μｍ、好ましくは７００
〜１，５００μｍの範囲で、スラリー中の固体粒子濃度
が２０〜６０ｗｔ％、好ましくは３０〜５０ｗｔ％の範
囲で、その反応熱により蒸発するα−オレフィンモノマ
ー又は炭化水素溶媒（分散媒）の蒸発物質の攪拌槽にお
ける空塔ベースの蒸発ガス線速（Ｕｇ）を１．０〜６．
０ｃｍ／ｓｅｃの範囲、好ましくは２．０〜５．０ｃｍ
／ｓｅｃの範囲とし、且つ、攪拌槽内のスラリー中の当
該蒸発物質の気泡含有率［気泡の容積／（気泡の容積＋
スラリーの容積）×１００］が４０ｖｏｌ％以下、好ま
しくは５〜３５ｖｏｌ％の範囲であり、さらに、当該攪
拌槽内の下部Ｔａｎｇｅｎｔｉａｌ Ｌｉｎｅを基準と
した液面高さ（Ｈ）に対し０．９〜１．０×Ｈの位置に
おけるスラリー中の固体粒子濃度［上部濃度］と０〜
０．１×Ｈの位置におけるスラリー中の固体粒子濃度
［下部濃度］の比が一定となるために必要な最小攪拌回
転数［粒子濃度平衝攪拌回転数と呼ぶ（Ｎｕｓ又はＮｕ
ｓｇ）］の比が１以上、好ましくは１〜１．２の範囲と
なりうる攪拌回転数条件で運転することを特徴とする。

【００４１】上記した生成する固体粒子の粒子径が５０
０μｍ未満では、α−オレフィンの重合で得られた製品
の品質を向上させることが困難であり、生成する固体粒
子の粒子径が２０００μｍを超えると粒子濃度平衝攪拌
回転数が過大となり、その結果、過大な攪拌動力を必要
とし、経済的に不利である。

【００４２】又、スラリー中の固体粒子濃度が２０ｗｔ
％未満では攪拌槽内の固体粒子の滞留量が減少し、触媒
の実質的な滞留時間の減少により、触媒の効率が低下す
る。スラリー中の固体粒子濃度が６０ｗｔ％を超えると
固体粒子濃度の増加による急激なスラリー粘度の増大を
起こし、攪拌動力の増大や混合性能の悪化現象を起こ
し、好ましくない。

【００４３】更に、空塔ベースの蒸発ガス線速が下限
（１．０ｃｍ／ｓｅｃ）未満であると、同一容量の攪拌
槽を用いる場合、α−オレフィンモノマーの重合量を減
少させる必要があり、或いは同量のα−オレフィンモノ
マーの重合量を得るためには攪拌槽の内径（サイズ）を
大きくする必要があり、経済的に不利である。一方、空
塔ベースの蒸発ガス線速が上限（６．０ｃｍ／ｓｅｃ）
を超えると、気液の界面における泡立ち（Ｆｏａｍｉｎ
ｇ）現象を起こしたり、液面からの粒子の飛び出しが多
くなり、除熱のための還流コンデンサーの性能低下の原
因となり、また、その粒子の飛び出しを防ぐためには、
攪拌槽の空塔部の寸法を大きくする必要があるため、経
済的に不利となる。重合槽内のスラリー中の当該蒸発物
質の気泡含有率が上限（４０ｖｏｌ％）を超えると、含
有する気泡部分には触媒粒子を保有しないので実質的な
触媒の滞留時間の減少となり、触媒の実質的な効率を低
下させる問題が生じるので好ましくない。さらに、上記
スラリー中の固体粒子濃度が一定になるために必要な最
小攪拌回転数未満では、攪拌槽内部に保有するスラリー
の上部と下部に固体粒子の濃度差が発生し、上部の固体
粒子濃度が低下するために実質的な触媒の滞留時間の減
少となり、触媒効率を低下させる問題が生じるので好ま
しくない。

【００４４】本発明は、α−オレフィンのスラリー重合
又はバルク重合において、その反応で発生する反応熱の
全部又は一部を該重合に供されるα−オレフィン又は炭
化水素系溶媒（分散媒）の蒸発により除熱するα−オレ
フィン重合体の連続重合方法に代表される気体−液体−
固体の３相通気攪拌槽における攪拌翼の選定及び攪拌回
転数の設定方法を提供するものである。特に、固体の粒
子濃度が３０〜６０ｗｔ％と高く、該固体粒子の平均粒
子径が７００〜１，５００μｍと大きく、且つガスの空
塔ベース通気線速が２．０〜６．０ｃｍ／ｓｅｃと高線
速であり、粒子の浮遊や均一混合が極めて不利な条件に
おいて、粒子の均一混合と気泡の含有率のバランスの良
い攪拌翼の選定及び攪拌回転数の設定方法を提供するも
のである。

【００４５】さらに、攪拌による単位容積当たりの攪拌
所要動力が０．５〜３．０ＫＷ／ｍ ^３の範囲がスラリー
の混合性能がよく、触媒効率の点で望ましく、この攪拌
所要動力が０．５ＫＷ／ｍ^３未満では攪拌槽内のスラリ
ーの混合性能の低下による触媒効率の低下が大きく、ま
た、３．０ＫＷ／ｍ^３を超えると攪拌所要動力が大き
く、経済的に不利であり、且つ、気泡の含有率の増加に
よる触媒効率の低下も起こす。

【００４６】上記したように本発明は、α−オレフィン
のスラリー重合又はバルク重合において、その反応で発
生する反応熱の全部又は一部を該重合に供されるα−オ
レフィン又は炭化水素系溶媒（分散媒）の蒸発により除
熱するα−オレフィン重合体の連続重合方法に代表され
る気体−液体−固体の３相通気攪拌槽における攪拌翼の
選定及び攪拌回転数の設定方法を提供するものである。

【００４７】図５に２段のタービン翼＋３枚パドル翼
（以下多段翼と呼ぶ）の例、図６に本発明の攪拌翼（以
下大型翼と呼ぶ）の例を記すように、実質的にガスを通
気しない無通気の状態においても攪拌回転数が低いと、
攪拌槽のスラリーを保有する部分に、スラリー層上部と
下部のスラリー中の固体粒子濃度が均一混合状態になり
得ないことがある。

【００４８】すなわち、スラリー層の上部は固体粒子濃
度が薄く、下部は固体粒子濃度が濃い状態が起こる。こ
の現象は順次攪拌回転数を上げて行くことにより、上部
と下部の濃度の差が解消されて行き、やがて上下の固体
粒子濃度はほぼ均一になる。

【００４９】スラリー層の固体粒子濃度がほぼ均一にな
るために必要な最小の攪拌回転数を粒子濃度平衡攪拌回
転数（Ｎｕｓ）と呼ぶと、その関係は本発明者らの研究
によって以下の式で表されることが判った。 Ｎｕｓ＝Ｋ・ν^{−０．２５}・［ｇ・（ρｓ−ρｌ）／ρ
ｌ］^０．４・ｄｐ^{０． ４７}・Ｗｓ^０．２２／ｄｉ^０．８ 但し、上記の式において、各記号は以下の通りである。 Ｎｕｓ：ガスの無通気条件における粒子濃度平衝攪拌回
転数［ｓｅｃ^−１］ Ｋ：配設した攪拌翼の形状で決まる定数 ν：液体の動粘度［ｍ^２／ｓｅｃ］ ρｓ：固体の密度［ｋｇ／ｍ^３］ ρｌ：液体の密度［ｋｇ／ｍ^３］ Ｗｓ：固体粒子の重量基準濃度［ｗｔ％］ ｄｐ：固体粒子の粒子径［ｍ］ ｄｉ：配設した翼の径；多段翼の場合は配設した複数段
の翼の平均径［ｍ］

【００５０】ここで、定数Ｋを比較するために、実際に
測定した粒子濃度平衝攪拌回転数と上記式で定数Ｋを除
くν^{−０．２５}・［ｇ・（ρｓ−ρｌ）／ρｌ］^０．４
・ｄｐ^０．４７・Ｗｓ^０．２２／ｄｉ^０．８でなる式の
計算値の関係を多段翼と大型翼で比較して図７に示す。

【００５１】また、気体を通気する気体−液体−固体の
３相通気攪拌槽においては、ガスの通気の影響を考慮す
るために上記式で求めたＮｕｓを補正する必要がある。
この現象は、気体を通気することにより、粒子には浮力
が働くが、攪拌翼が通気によるエアーレーション現象を
起こし攪拌負荷動力が低下するために粒子の浮遊のため
に与える力が低下し、粒子に与える浮力よりも、攪拌動
力低下の影響がより顕著に現れるためと考えられ、次の
式で表すことができる。

【００５２】 Ｎｕｓｇ＝Ｎｕｓ・［１＋Ｋ’・（Ｕｇ／Ｕｔ）］^α 但し、上記の式において、各記号は以下の通りである。 Ｎｕｓｇ：ガスの通気条件における粒子濃度平衝攪拌回
転数［ｓｅｃ^−１］ Ｋ’、α：底部に配設した攪拌翼の形状で決まる定数 Ｕｇ：攪拌槽における通気ガスの空塔ベースガス線速
［ｍ／ｓｅｃ］ Ｕｔ：固体粒子の静置沈降速度［ｍ／ｓｅｃ］

【００５３】本発明者らの数多くの実験で多段翼と大型
翼のＫ、Ｋ’、αは、以下の数値を用いることで粒子濃
度平衝攪拌回転数を推算することが可能となった。

【００５４】

【表１】

【００５５】上記の通り、多段翼に対して大型翼の定数
Ｋの数値は小さく、無通気状態での粒子濃度平衡攪拌回
転数が小さく、大型翼は多段翼と較べて、低攪拌回転数
で粒子濃度を平衡にすることが可能であることが判っ
た。

【００５６】前記の記述は粒子濃度平衡攪拌回転数での
評価であり、一般的に攪拌所要動力で比較する必要があ
る。無通気下における粒子濃度平衝攪拌回転数における
所要攪拌動力は、概ね以下の式で求めることが出来る。

【００５７】Ｐｗ＝Ｋ・ｇ・Ｕｔ・Ｗｓ^０．６６ 但し、上記の式において、各記号は以下の通りである。 Ｐｗ：粒子濃度平衝攪拌回転数における単位重量当たり
の攪拌所要動力［ＫＷ／ｋｇ］ Ｐｗ＝Ｐ／Ｖ／ρ_ａｖ Ｋ：攪拌翼の形状で決まる定数［−］ ｇ：重力の加速度；９．８１［ｍ／ｓｅｃ^２］ Ｕｔ：固体粒子の静置沈降速度［ｍ／ｓｅｃ］ Ｗｓ：固体粒子の重量基準濃度［ｗｔ％］

【００５８】多段翼と大型翼の定数（Ｋ）を比較すると
以下の通り、必要動力で評価しても、大型翼が優位であ
る。

【００５９】

【表２】

【００６０】同様に、気体を通気した状態でのスラリー
中の気泡の含有率の変化を多段翼と大型翼で比較検討し
た結果、図８、図９に表す様に、スラリー中の気体の含
有率は、通気ガス線速の影響を受け、更に攪拌回転数に
よって異なることが解った。なお、図８は多段翼の実験
結果の一例、図９は大型翼の実験結果の一例である。

【００６１】ガスを通気した場合は、スラリー中に気体
を包含することによるスラリー密度の低下や、特に多段
翼の場合は、上段のタービン型翼の後部に気泡を包含す
る現象（すなわち、Ｃａｖｉｔｙの生成）により、攪拌
所要動力は低下する。本発明者らは、数多くの実験結果
を用いてガス通気条件下における下記の攪拌所要動力の
推算式を得た。

【００６２】Ｐｇｖ＝Ｋ・ρ_ａν・Ｕｇ^{（１−β）}／
［Ｆｒ^１．２・Ｄ^０．５］^（−β） 但し、上記の式において、各記号は次の通りである。 Ｐｇｖ：単位容積当たりの通気下の攪拌所要動力［Ｗ／
ｍ^３］ Ｋ：攪拌翼の形状・組合せによる定数 ρ_ａν：スラリーの平均密度［ｋｇ／ｍ^３］ Ｕｇ：攪拌槽の空塔ベースのガス通気線速［ｍ／ｓｅ
ｃ］ Ｆｒ：攪拌フルード数；Ｆｒ＝ｎ^２・ｄｉ／ｇ ｎ：攪拌回転数［ｓｅｃ^−１］ ｄｉ：配設した翼の径；多段翼の場合は配役した複数段
の翼の平均径［ｍ］ ｇ：重力の加速度；９．８１［ｍ／ｓｅｃ^２］ Ｄ：攪拌槽の直径［ｍ］ β：定数 多段翼と大型翼のＫ、βを比較すると以下の通りであ
る。

【００６３】

【表３】

【００６４】例として、大型翼における前述の通気攪拌
動力の推算式と実験による測定値の関係を図１０に示
す。

【００６５】次に、気体を通気した状態におけるスラリ
ー中の気体の含有率（すなわち、ガスホールドアップ；
εｇ）を推算する式を求めた結果を記す。前述の通り、
ガスホールドアップは、通気ガス線速、攪拌所要動力と
関係あることが図８、図９で判る。

【００６６】図８と図９を比較すると多段翼（図８）に
比べ、大型翼（図９）は、攪拌回転数（即ち攪拌所要動
力）の変化による気泡含有率の変化が小さいこと、又ガ
スの通気線速が４ｃｍ／ｓｅｃ以上の高線速領域で気泡
含有率の上昇が小さいことが判る。

【００６７】本発明者らの数多くの実験結果より、スラ
リー中の固体粒子濃度が増加するとガスホールドアップ
が低下すること、スラリー中の固体粒子の粒径の影響を
若干受けることが判った。ガスホールドアップの相関式
として、乱流状態におけるエネルギー消散を考えたモデ
ルをベースにスラリー濃度の影響、固体粒子の粒径の影
響を考慮した以下の推算式を得た。

【００６８】 εｇ／（１−εｇ）＝Ｋ・［（Ｐｇ／Ｑｇ）／｛ρ_ａν・（ｇ・μ_ａν／ρ_{ａ ν} ）^２／３｝］^α・［Ｑｇ／（ｇ・ｄｉ^５）^１／２］^β・［ｇ・ｄｉ^２・ρ_ａν ／σ］^１／５・［（μ_ａν／ρ_ａν）^２／（ｇ・ｄｉ^３）］^２／４５・［ρ_ａν ／（ρ_ａν−ρ_ｇ）］・（ρ_ｇ／ρ_ａν）^１／１５・（μ_ａν／μ_ｌ）^−１／４ ・（１＋Ｕｔ／Ｕ_ｔｕｒｂ）^{−１／１０} 但し、上記の式において、各記号は以下の通りである。 Ｋ、α、β：係数 εｇ：スラリー中の気泡含有率［気体／（気体＋スラリ
ー）］［−］ Ｐｇ：通気下の攪拌所要動力［Ｗ］ Ｑｇ：ガス通気量［ｍ^３／ｓｅｃ］ ρ_ａν：スラリー平均密度［ｋｇ／ｍ^３］ μ_ａν：スラリー平均粘度［ｋｇ／ｍ／ｓｅｃ］ μ_ｌ：液粘度［ｋｇ／ｍ／ｓｅｃ］ ρ_ｇ：ガス密度［ｋｇ／ｍ^３］ σ：表面張力［Ｎ／ｍ］ ｄｉ：配設した翼の径；多段翼の場合は配設した複数段
の翼の平均径［ｍ］ ｇ：重力の加速度；９．８１［ｍ／ｓｅｃ^２］ Ｕｔ：固体粒子の静置沈降速度［ｍ／ｓｅｃ］ Ｕ_ｔｕｒｂ：乱流特性速度１．４・（Ｎｐ・ｎ^３・ｄｉ
^５／Ｖ・ｄｐ）^{（１ ／３）} ［ｍ／ｓｅｃ］ Ｎｐ：動力数 ｎ：攪拌回転数［ｓｅｃ^−１］ Ｖ：攪拌槽内のスラリー層の容積［ｍ^３］ ｄｐ：固体粒子の平均粒径［ｍ］

【００６９】本発明者らが用いた多段翼と大型翼では、
以下のＫ、α、βを用いることで気泡含有率を推算する
ことが可能である。

【００７０】

【表４】

【００７１】εｇ／（１−εｇ）∝Ｐｇ^ｍ・Ｑｇ^ｎの形
に置き換えるとｍ、ｎは以下の通りとなり、大型翼は攪
拌動力及び通気ガス量の影響を受けにくいことが判る。

【００７２】

【表５】

【００７３】例として、大型翼における前述の通気によ
る気泡含有率の推算式と実験による測定値の関係を図１
１に示す。

【００７４】以上、粒子の均一混合、ガス通気下におけ
る攪拌所要動力、気泡含有率を推算する実験式を述べた
が、本発明は、これらに限定されるものでは無い。

【００７５】以上、述べた様にスラリー重合又はバルク
重合によるα−オレフィン重合体の製造方法において、
重合による反応熱の全部又は一部を該α−オレフィンモ
ノマー又は炭化水素系溶媒（分散媒）の蒸発による蒸発
潜熱を利用する除熱設備を付属する反応槽において実質
的に気泡を含有するスラリー中の固体粒子の滞留量を高
め、触媒の効率を高めるためにはスラリーの均一混合性
能を改善し、且つスラリー中の気泡の含有率を低下させ
ることが重要である。本発明により示した上記各推算式
を用いることにより、当該反応器の内部状態を予測し、
適正な設計が可能になる。

【００７６】

【実施例】以下に実施例及び比較例により本発明を説明
するが、本発明はこれらに限定されるものでは無い。以
下に示す実施例及び比較例は、以下に示す反応装置及び
計測装置を用いて行った。 （１）反応装置 図１２に示す様な反応器で、蒸発したガスを凝縮・液化
させるための還流コンデンサー、凝縮した液を保有する
ドラム、回収液を再び反応器へ供給するためのポンプ及
び該液を加熱蒸発させるための加熱器を付属設備として
配設する内径７５０ｍｍ、高さ１３７０ｍｍ、容量０．
６６ｍ^３の竪型攪拌槽の中心位置に攪拌軸を配設し、該
攪拌軸には、攪拌槽の底壁面から翼の下端迄の距離が８
０ｍｍの位置に実施例及び比較例の一部においては図２
の記号を用いて表現すると、ｄｉ＝４２０ｍｍ、ｈ＝６
００ｍｍ、ｂ１＝２２０ｍｍ、ｂ２＝３５４ｍｍ、ｂ３
＝２６ｍｍ、Ｒ１＝２１０ｍｍ、Ｒ２＝１７３ｍｍ、Ｒ
３＝１２０ｍｍ、Ｒ４＝９５ｍｍ、の大型翼（実施例及
び比較例１〜３に記載）を配設し、比較例の一部（比較
例４〜６）では図４の記号を用いて表現するとｄｉ＝４
３６ｍｍ、ｗ＝６５ｍｍ、後退角約３０°、上昇角約１
５°の３枚パドル翼を配設し、その上方に各々約３２０
ｍｍの間隔を持ってｄｉ＝３００ｍｍ、ｗ＝６０ｍｍ、
ｌ＝７６ｍｍで４枚のパドル羽根が約４５°下方に傾斜
角を持つタービン型翼を２段配設した。

【００７７】該攪拌軸は、槽外上方に設置した０〜３６
０ｒ／ｍの範囲で回転数を変更可能なインバーターモー
ター（１０）で回転される。又、該攪拌軸の底部からの
反応スラリーを下流の処理設備へ抜き出すためのライン
にはスラリー中にガスの蒸発により含有する気泡を冷却
消滅させるための２重管式のスラリークーラー（９）を
配置した。

【００７８】（２）計測装置及び方法 該攪拌軸の槽外部分には攪拌所要動力を計測するために
トルクメーター（２１）が、回転数を計測するために光
電式回転計（２２）が付設されている。攪拌槽内部の空
塔ベースのガスの蒸発線速を計測するために該攪拌槽と
還流コンデンサーの間にオリフィス式の差圧流量計（２
３）を配設している。

【００７９】反応器内部のスラリー中の固体粒子濃度を
計測する手段として反応器の胴部の下部Ｔａｎｇｅｎｔ
ｉａｌ ｌｉｎｅから５０ｍｍ及び７５０ｍｍ上方で攪
拌槽側壁から１００ｍｍ内部に挿入された位置にサンプ
リング管（２４）及び弁を設けてサンプリングにより、
固体粒子濃度を求めた。又攪拌槽底部抜き出しラインに
設置した２重管式のスラリークーラーの下流側には放射
線式の密度計（２５）を設置し、スラリー密度を計測す
ることでスラリー中の固体濃度を求めた。反応器内部の
スラリー中の気泡の含有率（εｇ）は前述のサンプリン
グ管の配設位置と略同じ高さに２ケの放射線式密度計
（２５）を、攪拌槽の底部抜き出しラインの２重管クー
ラーの上流側に１ケの放射線式密度計（２５）を配設
し、気泡を含むスラリーの平均密度を計測することによ
り、別途求めたスラリー中の固体粒子濃度を用いて以下
の式で気泡合有率を算出した。 ρ_{ｓｌｕｒｒｙ}＝１００／｛［ｓｏｌｉｄ］／ρ_ｓ＋
（１００−［ｓｏｌｉｄ］）／ρ_ｌ｝ εｇ＝（ρ_{ｓｌｕｒｒｙ}−ρ_ａν）／（ρ_{ｓｌｕｒｒｙ}
−ρ_ｇ）×１００ 但し、上記の式において、各記号は以下の通りである。 ρ_{ｓｌｕｒｒｙ}：気泡を含まないスラリー（液体と固
体）の平均密度 ［ｓｏｌｉｄ］：気泡を含まないスラリー中の固体粒子
濃度 ρ_ｓ：固体の密度 ρ_ｌ：液体の密度 ρ_ａν：放射線密度計で計測した気泡を含む平均密度 ρ_ｇ：蒸発ガスのガス密度

【００８０】実施例１ 図１２に示す反応槽に大型翼を取付けた状態で、液量
０．４４ｍ^３（Ｌ／Ｄ＝１．１６）、重合温度７０℃、
圧力３２．５ｋｇ／ｃｍ^２Ｇ、攪拌回転数２００ｒ／
ｍ、ガスの蒸発線速６．０ｃｍ／ｓｅｃ（蒸発量７．０
ｔｏｎ／ｈ）、固体触媒供給量ｌ．１０ｇ／ｈ、プロピ
レン供給量１１０ｋｇ／ｈの条件でポリプロピレンのバ
ルク連続重合を行った。この運転において攪拌の所要動
力は、１．１４ＫＷ（Ｐｇｖ＝２．６ＫＷ／ｍ ^３）であ
り、反応槽の上下のサンプリングによるポリプロピレン
粒子濃度は、上部、下部共に４５ｗｔ％とほぼ均一であ
り、放射線式密度計からの計算による気泡の含有率は３
０．０ｖｏｌ％であった。連続重合で得られた粒子は平
均粒径が８００μｍ、触媒の効率は４４，０００ｇ−ポ
リプロピレン／ｇ−触媒であり、ポリプロピレンは平均
で５０ｋｇ／ｈの生産レートで得られた。液体であるプ
ロピレンには重合で副生するアタクティックポリプロピ
レンの一部を溶解しており、溶解している濃度より、液
の粘度は２．０〜２．５センチポイズと推定され、この
運転条件における計算上の粒子濃度平衝攪拌回転数は１
６６ｒ／ｍであった。

【００８１】実施例２ 実施例１で用いた触媒に対し、若干粒子径の大きな触媒
を用いて、ガスの蒸発線速を４．０ｃｍ／ｓｅｃ（蒸発
量４．７ｔｏｎ／ｈ）に下げた以外は、実施例１と同じ
条件でポリプロピレンのバルク連続重合を行った。この
運転において、攪拌の所要動力は１．１８ＫＷ（Ｐｇｖ
＝２．７ＫＷ／ｍ ^３）であり、反応槽の上下のサンプリ
ングによるポリプロピレン粒子濃度は、上部、下部共に
４５ｗｔ％とほぼ均一であり、放射線式密度計からの計
算による気泡の含有率は２７．０ｖｏｌ％であった。連
続重合で得られた粒子の平均粒径は１，０００μｍ、触
媒の効率は４５，０００ｇ−ポリプロピレン／ｇ−触媒
であり、ポリプロピレンは平均で５０ｋｇ／ｈの生産レ
ートで得られた。液体であるプロピレンには重合で副生
するアタクティックポリプロピレンの一部を溶解してお
り、溶解している濃度より、液の粘度は２．０〜２．５
センチポイズと推定され、この運転条件における計算上
の粒子濃度平衝攪拌回転数は１７０ｒ／ｍであった。

【００８２】実施例３ 実施例２に対し、生産能力を上げるために、攪拌回転数
を１９０ｒ／ｍに下げて、触媒供給量を１．４７ｇ／ｈ
にアップし、反応槽の実質ポリプロピレン粒子濃度を上
げた以外は、実施例２と同じ条件でポリプロピレンのバ
ルク連続重合を行った。この運転において攪拌の所要動
力は１．１８ＫＷ（Ｐｇｖ＝２．７ＫＷ／ｍ^３）であ
り、反応槽の上下のサンプリングによるポリプロピレン
粒子濃度は、上部、下部共に６０ｗｔ％とほぼ均一であ
り、放射線式密度計からの計算による気泡の含有率は２
５．０ｖｏｌ％であった。連続重合で得られた粒子の平
均粒径は１，０００μｍ、触媒の効率は４５，０００ｇ
−ポリプロピレン／ｇ−触媒であり、ポリプロピレンは
平均で６６．３ｋｇ／ｈの生産レートで得られた。液体
であるプロピレンには重合で副生するアタクティックポ
リプロピレンの一部を溶解しており、溶解している濃度
より、液の粘度は２．０〜２．５センチポイズと推定さ
れ、この運転条件における計算上の粒子濃度平衝攪拌回
転数は１８０ｒ／ｍであった。

【００８３】実施例４ 実施例２で用いた触媒に対し、更に粒子径の大きな触媒
を用いた以外は、実施例２と同じ条件でポリプロピレン
のバルク連続重合を行った。この運転において攪拌の所
要動力は１．１８ＫＷ（Ｐｇｖ＝２．７ＫＷ／ｍ^３）で
あり、反応槽の上下のサンプリングによるポリプロピレ
ン粒子濃度は、上部、下部共に４５ｗｔ％とほぼ均一で
あり、放射線式密度計からの計算による気泡の含有率は
２６．６ｖｏｌ％であった。連続重合で得られた粒子の
平均粒径は１，５００μｍ、触媒の効率は４５，０００
ｇ−ポリプロピレン／ｇ−触媒であり、ポリプロピレン
は平均で５０ｋｇ／ｈの生産レートで得られた。製品ポ
リマーの平均粒子径が１，５００μｍにアップした他
は、実施例２とほぼ同等の結果を得た。液体であるプロ
ピレンには重合で副生するアタクティックポリプロピレ
ンの一部を溶解しており、溶解している濃度より、液の
粘度は２．０〜２．５センチポイズと堆定され、この運
転条件における計算上の粒子濃度平衝攪拌回転数は１９
５ｒ／ｍであった。

【００８４】実施例５ 生産能力のポリプロピレン濃度依存性を見るために、実
施例４に対し、触媒の供給量を１．１ｇ／ｈから０．６
５ｇ／ｈに下げ、プロピレン供給量を１００ｋｇ／ｈに
下げた以外は、実施例４と同じ条件でポリプロピレンの
バルク連続重合を行った。この運転において攪拌の所要
動力は１．０４ＫＷ（Ｐｇｖ＝２．４ＫＷ／ｍ^３）であ
り、反応槽の上下のサンプリングによるポリプロピレン
粒子濃度は、上部、下部共に３０ｗｔ％とほぼ均一であ
り、放射線式密度計からの計算による気泡の含有率は２
９ｖｏｌ％であった。連続重合で得られた粒子は平均粒
径が１，５００μｍ、触媒の効率は４５，０００ｇ−ポ
リプロピレン／ｇ−触媒であり、ポリプロピレンは平均
で３０ｋｇ／ｈの生産レートで得られた。触媒供給量及
びポリプロピレン粒子濃度低下相当の生産レートの低下
が起こった以外は実施例４とほぼ同等の結果を得た。液
体であるプロピレンには重合で副生するアタクティック
ポリプロピレンの一部を溶解しており、溶解している濃
度より、液の粘度は２．０〜２．５センチポイズと堆定
され、この運転条件における計算上の粒子濃度平衝攪拌
回転数は１９３ｒ／ｍであった。

【００８５】実施例６ ポリプロピレン粒子径の限界を把握するために実施例５
で用いた触媒に対し、更に粒子径の大きな触媒を用いた
以外は実施例５と同じ条件でポリプロピレンのバルク連
続重合を行った。この運転において、攪拌の所要動力は
１．１８ＫＷ（Ｐｇｖ＝２．７ＫＷ／ｍ ^３）であり、反
応槽の上下のサンプリングによるポリプロピレン粒子濃
度は上部、下部共に３０ｗｔ％とほぼ均一であり、放射
線式密度計からの計算による気泡の含有率は２８．５ｖ
ｏｌ％であった。連続重合で得られた粒子は平均粒径が
１，８００μｍ、触媒の効率は４３，５００ｇ−ポリプ
ロピレン／ｇ−触媒であり、ポリプロピレンは平均で２
９ｋｇ／ｈの生産レートで得られた。製品ポリマーの平
均粒子径が１，８００μｍにアップし、若干、触媒の効
率の低下が認められたが、実施例５とほぼ同等の結果を
得た。液体であるプロピレンには重合で副生するアタク
ティックポリプロピレンの一部を溶解しており、溶解し
ている濃度より、液の粘度は２．０〜２．５センチポイ
ズと推定され、この運転条件における計算上の粒子濃度
平衝攪拌回転数は２００ｒ／ｍであった。

【００８６】比較例１ ポリプロピレン粒子径の限界を把握するために実施例６
で用いた触媒に対し、更に粒子径の大きな触媒を用いた
以外は実施例６と同じ条件でポリプロピレンのバルク連
続重合を行った。この運転において、攪拌の所要動力は
１．１８ＫＷ（Ｐｇｖ＝２．７ＫＷ／ｍ ^３）であり、反
応槽の上下のサンプリングによるポリプロピレン粒子濃
度は上部が１０ｗｔ％、下部が３０ｗｔ％と上部には殆
どポリマー粒子が存在しない状態となり、放射線式密度
計からの計算による気泡の含有率は２９．５ｖｏｌ％で
あった。連続重合で得られた粒子の平均粒径は２，１０
０μｍ、触媒の効率は３４，０００ｇ−ポリプロピレン
／ｇ−触媒であり、ポリプロピレンは平均で２３ｋｇ／
ｈの生産レートで得られた。製品ポリマーの平均粒子径
が２，１００μｍにアップし、触媒の効率の低下と生産
能力の低下が認められた。液体であるプロピレンには重
合で副生するアタクティックポリプロピレンの一部を溶
解しており、溶解している濃度より、液の粘度は２．０
〜２．５センチポイズと推定され、この運転条件におけ
る計算上の粒子濃度平衝攪拌回転数は２１０ｒ／ｍであ
った。

【００８７】比較例２ 比較例１における生産性の低下を挽回すべく、比較例１
の触媒を用い、攪拌回転数を２５０ｒ／ｍにアップした
以外は比較例１と同じ条件でポリプロピレンのバルク連
続重合を行った。この運転において、攪拌の所要動力は
２．０１ＫＷ（Ｐｇｖ＝４．６ＫＷ／ｍ ^３）であり、反
応槽の上下のサンプリングによるポリプロピレン粒子濃
度は、上部、下部共に３０ｗｔ％とほぼ均一であり、放
射線式密度計からの計算による気泡の含有率は３０．０
ｖｏｌ％であった。連続重合で得られた粒子の平均粒径
は２，３００μｍ、触媒の効率は４２，５００ｇ−ポリ
プロピレン／ｇ−触媒であり、ポリプロピレンは平均で
２８ｋｇ／ｈの生産レートで得られた。製品ポリマーの
平均粒子径が２，３００μｍにアップし、触媒の効率の
低下、生産能力の低下が認められ無かったが攪拌回転数
アップによる著しい攪拌負荷動力のアップが認められ
た。液体であるプロピレンには重合で副生するアタクテ
ィックポリプロピレンの一部を溶解しており、溶解して
いる濃度より、液の粘度は２．０〜２．５センチポイズ
と推定され、この運転条件における計算上の粒子濃度平
衝攪拌回転数は２２０ｒ／ｍであった。

【００８８】比較例３ 実施例３に対し更に生産能力を上げるためにポリマー粒
子濃度を７０ｗｔ％に上げるために計算上の粒子濃度平
衡攪拌回転数が２１９ｒ／ｍだったので、攪拌回転数を
２３０ｒ／ｍに設定し、触媒供給量を１．７２ｇ／ｈに
アップした以外は、実施例３と同じ条件でポリプロピレ
ンのバルク連続重合を行った。この運転において攪拌の
所要動力は２．８１ＫＷ（Ｐｇｖ＝６．５ＫＷ／ｍ^３）
であり、反応槽の上下のサンプリングによるポリプロピ
レン粒子濃度は上部、下部共に７０ｗｔ％とほぼ均一で
あり、放射線式密度計からの計算による気泡の含有率は
１５ｖｏｌ％であった。連続重合で得られた粒子の平均
粒径は１，５５０μｍ、触媒の効率は５０，０００ｇ−
ポリプロピレン／ｇ−触媒であり、ポリプロピレンは平
均で７７ｋｇ／ｈの生産レートで得られた。触媒の効率
及び生産能力の向上は達成できたが、攪拌負荷動力が異
常に高く工業的に困難であり、採用出来ない条件であっ
た。

【００８９】比較例４ 攪拌翼の影響を確認するために、図１２に示す反応槽に
多段翼を取付けた状態で液量０．４４ｍ^３（Ｌ／Ｄ＝
１．１６）、重合温度７０℃、圧力３２．５ｋｇ／ｃｍ
^２Ｇ、攪拌回転数３６０ｒ／ｍ、ガスの蒸発線速６．０
ｃｍ／ｓｅｃ（蒸発量７．０ｔｏｎ／ｈ）、固体触媒供
給量０．８３ｇ／ｈ、プロピレン供給量８３ｋｇ／ｈの
条件でポリプロピレンのバルク連続重合を行った。この
運転において攪拌の所要動力は１．６２ＫＷ（Ｐｇｖ＝
３．７ＫＷ／ｍ^３）であり、反応槽の上下のサンプリン
グによるポリプロピレン粒子濃度は上部が３８ｗｔ％、
下部が４５ｗｔ％と若干濃度差が付き、放射線式密度計
からの計算による気泡の含有率は４０．０ｖｏｌ％であ
った。連続重合で得られた粒子の平均粒径は８００μ
ｍ、触媒の効率は４４，５００ｇ−ポリプロピレン／ｇ
−触媒であり、ポリプロピレンは平均で３８ｋｇ／ｈの
生産レートで得られた。攪拌負荷動力高く工業的に不利
であり、且つ気泡の含有率高いため、生産能力が実施例
１に対し、約２５％低下した。液体であるプロピレンに
は重合で副生するアタクティックポリプロピレンの一部
を溶解しており、溶解している濃度より、液の粘度は
２．０〜２．５センチポイズと推定され、この運転条件
における計算上の粒子濃度平衝攪拌回転数は３６０ｒ／
ｍであった。

【００９０】比較例５ 攪拌回転数を３６０ｒ／ｍから３００ｒ／ｍに下げた以
外は比較例４とほぼ同じ条件でポリプロピレンのバルク
連続重合を行った。この運転において、攪拌の所要動力
は０．９６ＫＷ（Ｐｇｖ＝２．２ＫＷ／ｍ ^３）であり、
反応槽の上下のサンプリングによるポリプロピレン粒子
濃度は上部が９ｗｔ％、下部が４５ｗｔ％と著しい濃度
差が付き、放射線式密度計からの計算による気泡の含有
率は３７．０ｖｏｌ％であった。連続重合で得られた粒
子の平均粒径は７４０μｍ、触媒の効率は３５，０００
ｇ−ポリプロピレン／ｇ−触媒であり、ポリプロピレン
は平均で３０ｋｇ／ｈの生産レートで得られた。攪拌負
荷動力は定常範囲になったが、実施例１に対し、触媒の
効率が約２０％低下し、生産能力が約４０％低下した。
液体であるプロピレンには重合で副生するアタクティッ
クポリプロピレンの一部を溶解しており、溶解している
濃度より、液の粘度は２．０〜２．５センチポイズと推
定され、この運転条件における計算上の粒子濃度平衝攪
拌回転数は３５５ｒ／ｍであった。

【００９１】比較例６ 実施例４で用いた触媒を用いた以外は比較例４とほぼ同
じ条件でポリプロピレンのバルク連続重合を行った。こ
の運転において、攪拌の所要動力は１．５８ＫＷ（Ｐｇ
ｖ＝３．６ＫＷ／ｍ ^３）であり、反応槽の上下のサンプ
リングによるポリプロピレン粒子濃度は上部が８ｗｔ
％、下部が４５ｗｔ％と著しい濃度差がつき、放射線式
密度計からの計算による気泡の含有率は３９．５ｖｏｌ
％であった。連続重合で得られた粒子の平均粒径は１，
３５０μｍ、触媒の効率は３３，０００ｇ−ポリプロピ
レン／ｇ−触媒であり、ポリプロピレンは平均で３０ｋ
ｇ／ｈの生産レートで得られた。攪拌負荷動力が高く工
業的に不利であり、実施例４に対し、触媒の効率が約２
５％低下し、生産能力が約４０％低下した。

【００９２】

【発明の効果】α−オレフィンのスラリー重合又はバル
ク重合でα−オレフィンモノマー又は炭化水素系溶媒
（分散媒）を蒸発させ重合熱や攪拌熱を蒸発潜熱で除去
する重合方法において、ガスの蒸発によるスラリー内の
気泡の含有率とスラリーの固体粒子の均一混合性能のバ
ランスを保つために、有効な攪拌翼を用い、且つ適正
な、攪拌回転数に設定することで重合反応器における触
媒の効率を高め、攪拌の所要動力が低減した。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の反応槽を示す。

【図２】本発明で用いる攪拌翼の一例を示す。

【図３】本発明で用いる攪拌翼の一例を示す。

【図４】比較に用いた３枚パドル翼及びタービン翼を示
す。

【図５】多段翼における攪拌回転数と反応槽内粒子濃度
の関係の測定結果の一例を示す。

【図６】大型翼における攪拌回転数と反応槽内粒子濃度
の関係の測定結果の一例を示す。

【図７】粒子濃度平衝攪拌回転数の測定値と推算計算値
の関係を示す。

【図８】多段翼における通気ガス線速と気泡含有率の関
係の測定結果の一例を示す。

【図９】大型翼における通気ガス線速と気泡含有率の関
係の測定結果の一例を示す。

【図１０】大型翼における通気攪拌動力の測定値と推算
計算値の関係を示す。

【図１１】大形翼における通気による気泡含有率の測定
値と推算計算値の関係を示す。

【図１２】本発明の製造方法に係わる工程図の概略を示
す。

【符号の説明】

１ 攪拌槽 ２ 攪拌軸 ３ 攪拌翼 ４ 邪魔板 ５ 還流コンデンサー ６ 回収液ドラム ７ 回収液ポンプ ８ 加熱器 ９ ２重管式熱交換器 １０ 電動機 １１ ボス １２ ボトムパドル １３ ストリップ １４ アームバトル ２１ トルクメーター ２２ 光電式回転計 ２３ オリフィス式差圧流量計 ２４ サンプリング管 ２５ 放射線式密度計

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁷ 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考） Ｃ０８Ｆ 2/02 Ｃ０８Ｆ 2/02 2/08 2/08 Ｆターム(参考） 4G078 AA13 AA21 AB11 BA05 CA01 CA08 DA30 4J011 DA02 DA04 DB16 DB19 DB23 FA01 FA06 FB04 FB07 FB11 FB16 HA03 HB01 HB03 HB05 HB07 HB16 HB18

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 少なくとも１槽以上の重合槽を用いて、
   立体規則性触媒の存在下に、α−オレフィンをスラリー
   重合又はバルク重合し、該重合で発生する重合熱を蒸発
   物質の蒸発による潜熱を利用して除熱するα−オレフィ
   ン重合体の製造方法において、該重合で生成する固体粒
   子の平均粒子径が５００〜２，０００μｍの範囲であ
   り、重合槽内のスラリー中の固体粒子濃度が２０〜６０
   ｗｔ％であり、且つ、重合槽における当該蒸発物質の空
   塔ベースの蒸発線速（Ｕｇ）が１．０〜６．０ｃｍ／ｓ
   ｅｃの範囲であって、重合槽内のスラリー中の当該蒸発
   物質の気泡含有率［気泡の容積／（気泡の容積＋スラリ
   ーの容積）×１００］が４０ｖｏｌ％以下であり、さら
   に、当該重合槽内の液面高さ（Ｈ）に対し、直胴部下端
   （下部Ｔａｎｇｅｎｔｉａｌ Ｌｉｎｅ）を基準として
   ０．９Ｈ〜１．０Ｈの位置におけるスラリー中の固体粒
   子濃度［上部濃度］と０〜０．１Ｈの位置におけるスラ
   リー中の固体粒子濃度［下部濃度］の比が一定になるた
   めに必要な最小攪拌回転数［粒子濃度平衡攪拌回転数
   （Ｎｕｓ又はＮｕｓｇ）］以上となりうる攪拌回転数条
   件で運転することを特徴とするα−オレフィン重合体の
   製造方法。
2. 【請求項２】 重合槽における当該蒸発物質の空塔ベー
   スの蒸発線速（Ｕｇ）が１．０〜６．０ｃｍ／ｓｅｃの
   範囲であって、重合槽内の攪拌による単位容積当たりの
   攪拌所要動力（Ｐｇｖ）が０．５〜３．０ＫＷ／ｍ^３で
   ある条件の攪拌回転数で運転する請求項１に記載のα−
   オレフィンの製造方法。
3. 【請求項３】 α−オレフィンの重合に供される重合槽
   の攪拌槽及び攪拌翼の構造として、図１において竪型円
   筒状攪拌槽の中心部に槽外からの駆動源１０により、回
   転可能な攪拌軸２を配設し該攪拌軸２に攪拌槽底壁面か
   ら攪拌翼下端部迄の距離（Ｃ）と攪拌槽の直径（Ｄ）の
   比（Ｃ／Ｄ）が０．１０以下になる位置に配設された図
   ２に示すような大型のボトムパドル翼１２と該ボトムパ
   ドル翼１２より上位部分にアームパドル１４と該アーム
   パドル１４と直角方向に延びるストリップ１３から構成
   される格子翼からなる攪拌翼３を装着すると共に攪拌槽
   側壁面に下部〜上部迄、側壁面に沿って４〜１２本の邪
   魔板４を間隔を置いて配設した攪拌槽を用いる請求項１
   又は請求項２に記載のα−オレフィンの製造方法。
4. 【請求項４】 請求項３に記載の攪拌翼３の構造が図３
   のようにボトムパドル翼の直径に対し、上部アームパド
   ル翼の直径が短くなるような形状の攪拌翼３を用いる請
   求項１乃至３に記載のα−オレフィンの製造方法。