PL214498B1 - Sposób wydzielania produktów reakcji fosgenowania toluilenodiaminy (TDA) w fazie gazowej przy wytwarzaniu toluilenodiizocyjanianu (TDI) - Google Patents

Description

(22) Data zgłoszenia: 10.12.2010 (19) PL (11) 214498 (13) B1 (51) Int.Cl.

C07C 263/10 (2006.01) C07C 265/14 (2006.01)

Urząd Patentowy Rzeczypospolitej Polskiej

Sposób wydzielania produktów reakcji fosgenowania toluilenodiaminy (TDA) w fazie gazowej przy wytwarzaniu toluilenodiizocyjanianu (TDI)

	(73) Uprawniony z patentu: ZAKŁADY CHEMICZNE ZACHEM SPÓŁKA AKCYJNA, Bydgoszcz, PL INSTYTUT CHEMII PRZEMYSŁOWEJ IM. PROF. IGNACEGO MOŚCICKIEGO, Warszawa, PL POLITECHNIKA WARSZAWSKA, Warszawa, PL
(43) Zgłoszenie ogłoszono:	(72) Twórca(y) wynalazku:
18.06.2012 BUP 13/12	JERZY BAŁDYGA, Zalesie Górne, PL MAREK HENCZKA, Warszawa, PL STEFAN SZARLIK, Blizne Łaszczyńskiego, PL PAWEŁ ŁYSIK, Warszawa, PL
(45) O udzieleniu patentu ogłoszono:	TERESA SADOSKA, Warszawa, PL
30.08.2013 WUP 08/13	ARKADIUSZ SŁAWATYCKI, Bydgoszcz, PL WOJCIECH CHRUPAŁA, Bydgoszcz, PL JERZY LACHMAJER, Bydgoszcz, PL LECH RUCZYŃSKI, Bydgoszcz, PL LUCJAN WÓJCIK, Niemcz, PL JACEK STUCZYŃSKI, Bydgoszcz, PL (74) Pełnomocnik: rzecz. pat. Sławomir Budziński

PL 214 498 B1

Opis wynalazku

Przedmiotem wynalazku jest sposób wydzielania produktów reakcji fosgenowania toluilenodiaminy (TDA) w fazie gazowej przy wytwarzaniu toluilenodiizocyjanianu (TDI).

Przedmiot wynalazku związany jest ze sposobem otrzymywania toluilenodiizocyjanian (TDI) poprzez prowadzenie reakcji fosgenowania toluilenodiaminy (TDA) w fazie gazowej. Wiadomo, że osiągnięcie wysokiej wydajności i selektywności przebiegu reakcji fosgenowania toluilenodiaminy (TDA) w fazie gazowej wymaga szybkiego wymieszania fosgenu z TDA oraz uniknięcia przy tym mieszania wstecznego, co opisano w wielu dokumentach patentowych, miedzy innymi: EP-1319 655, EP-0928785, EP-1275640, EP-0289840, 0749958, EP-1319655, US 2003/0216597, US 2004/0167354, US 2005/0113601, US 2005/0137417, WO 2010/010135. Następnie wyhamowuje się reakcję. Proces prowadzi się w temperaturze od 300°C do 500°C, a w takich warunkach toluenodiizocyjanian (TDI) nie jest stabilny termicznie, zatem prawidłowe prowadzenie procesu wymaga możliwie szybkiego schłodzenia mieszaniny reakcyjnej po niemal całkowitym przereagowaniu (TDA) do temperatury niższej od ok. 150°C, co powstrzymuje rozkład (TDI) i wyhamowuje wytrącanie się osadów.

W znanym sposobie hamowania reakcji oraz schładzania i wykraplania produktów reakcji po przereagowaniu w fazie gazowej TDA i fosgenu do TDI, opisanym w dokumentach patentowych EP 1403248 oraz US 2004/0068137, mieszaninę poreakcyjną schładza się w wyniku wtrysku cieczy chłodzącej, najczęściej strumieniem ciekłego dichlorobenzenu DCB, przy czym ciecz chłodzącą rozpyla się przy pomocy dysz, a dopływ tej cieczy zraszającej realizowany jest w cylindrycznym przedłużeniu reaktora rurowego, współprądowo w stosunku do przepływającego strumienia mieszaniny reakcyjnej zawierającej produkty.

W celu zwiększenia szybkości schładzania gorącej mieszaniny reakcyjnej poprzez wykorzystanie bardziej korzystnego sposobu schładzania mieszaniny, zatem szybszego wyhamowania reakcji chemicznych i wykroplenia produktów, zaproponowano sposób według wynalazku.

Według wynalazku, sposób wydzielania produktów reakcji fosgenowania toluilenodiaminy (TDA) w fazie gazowej przy wytwarzaniu toluilenodiizocyjanianu (TDI) biegnących w cylindrycznym reaktorze do fosgenowania toluilenodiaminy (TDA) w fazie gazowej, oraz wykraplania produktów reakcji fosgenowania (TDA), zawierających jako główny, wartościowy składnik toluilenodiizocyjanian (TDI) oraz fosgen, chlorowodór i produkty uboczne, z których niektóre mogą tworzyć osady i opcjonalnie gaz inertny, poprzez natrysk z dysz umieszczonych w ściankach reaktora mieszaniny reakcyjnej strumieniem ciekłego dichlorobenzenu (DCB), lub innego organicznego czynnika chłodzącego stanowiące ciecz chłodzącą, inertnego w warunkach prowadzenia procesu, polega na tym, że natrysk prowadzi się przeciwprądowo w stosunku do strumienia przepływających reagentów.

Korzystnie, strumień cieczy chłodzącej z dysz kieruje się pod kątem rozwartym 135° do 160° w stosunku do kierunku strumienia mieszaniny poreakcyjnej płynącej wzdłuż osi reaktora, zaś kąt rozwarcia strugi zawiera się między 30° a 60°.

Jest również korzystnie, kiedy temperatura cieczy chłodzącej zawiera się w przedziale 80°C do 130°C.

Także korzystnie jest, kiedy osłania się dysze przed kontaktem z płynami zawierającymi składniki mogące wytrącać się w postaci osadu, jako osłony mogą występować bądź wgłębienia w ścianie części chłodzącej reaktora, bądź wysunięte ekrany o kształcie aerodynamicznym.

Inna korzystna cecha polega na tym, że stosuje się nie mniej niż dwie dysze, korzystnie dwie do ośmiu dysz.

Sposób według wynalazku pokazano w przykładzie realizacji na rysunku na którym fig. 1a przedstawia przekrój reaktora wzdłuż jego osi wzdłużnej ze wskazanym umiejscowieniem dysz, fig. 1b przekrój reaktora poprzecznie do jego osi wzdłużnej ze wskazanym umiejscowieniem dysz, fig. 2 przykładowe warianty osłaniania dysz w reaktorze, fig. 3a siatkę obliczeniową do obliczeń modelowych przebiegu chłodzenia przy przebiegu współprądowym, fig. 3b siatkę obliczeniową do obliczeń modelowych przebiegu chłodzenia przy przebiegu przeciwprądowym, fig. 4 widok z góry siatki obliczeniowej z fig. 3a i b, fig. 5 porównanie pola prędkości mieszaniny podczas chłodzenia współprądowego i przeciwprądowego, fig. 6 rozkład temperatur i obszar odparowania cieczy chłodzącej podczas chłodzenia współprądowego, a fig. 7 rozkład temperatur i obszar odparowania cieczy chłodzącej podczas chłodzenia przeciwprądowego.

PL 214 498 B1

Jak pokazano w przykładzie realizacji wynalazku na fig. 1a dysze 2 natryskowe rozpylające czynnik chłodzący (DBC) lub inny inertny w warunkach prowadzenia reakcji organiczny czynnik chło dniczy kierują strumień cieczy chłodzącej przeciwprądowo w stosunku do kierunku przepływu produktów reakcji. Przedstawione na fig. 1a strzałki ukazują kierunek przepływu produktów reakcji, fig. 1b obrazuje układ dysz 2 natryskowych w przekroju poprzecznym reaktora 1, fig. 2 wskazuje przykładowe rozmieszczenie czterech dysz natryskowych 2 na obwodzie reaktora 1, przy czym preferowana liczba dysz 2 wynosi dwie do ośmiu.

Jak pokazano na rysunku fig. 2 wyloty dysz 2 chronione są osłonami przed napływem na nie mieszaniny poreakcyjnej. Na fig. 2 widoczne są trzy przykłady zapewnienia osłony dyszom 2 poprzez odpowiednie wyprofilowanie elementów reaktora 1, przy czym wynalazek nie ogranicza możliwych realizacji osłon do pokazanych przykładów. Osłony pokazane na fig. 2 winny chronić dysze przed kontaktem z płynami zawierającymi składniki zdolne do wytrącania się w postaci osadu, należy je więc bądź umieścić we wgłębieniach w ścianie części chłodzącej reaktora 1, bądź osłonić ekranami o kształcie aerodynamicznym, uniemożliwiającym generację wirów i tym samym uniemożliwić powstawanie obszarów mieszania wstecznego. Osłony tworzące zwężkę są najbardziej korzystne, bowiem stabilizują przepływ oraz zwiększają prędkość płynu, wytwarzając podciśnienie w obszarze natrysku, co ułatwia rozprowadzenie płynu chłodzącego, utrudniając jednocześnie jego penetrację do ścian reaktora 1.

Strumień cieczy chłodzącej o temperaturze 80°C do 130°C skierowany jest pod kątem rozwartym 135° do 160° w stosunku do kierunku strumienia mieszaniny poreakcyjnej płynącej wzdłuż osi reaktora 1, zaś kąt rozwarcia strugi zawiera się między 30° a 60°, jak pokazano na Fig. 1a. Ilość czynnika chłodzącego jest tak dobrana, że zapewnia schłodzenie mieszaniny reakcyjnej do temperatury niższej od 130°C, a wykorzystanie przeciwprądu przyczynia się do obniżenia czasu schładzania do czasu krótszego o co najmniej 30% w stosunku do zasilania współprądowego w podobnych warunkach prowadzenia procesu, przy czym preferowany jest czas krótszy od 0,2 sekundy.

W celu wykazania większej przydatności rozwiązania będącego przedmiotem wynalazku w porównaniu z rozwiązaniami dotychczas opatentowanymi wykonano przykładowe obliczenia porównawcze.

P r z y k ł a d p o r ó w n a w c z y

W celu określenia zasięgu strefy hamowania reakcji i parowania cieczy chłodzącej przeprowadzono obliczenia symulacyjne przebiegu chłodzenia przy użyciu oprogramowania CFD Fluent 6.3.26. Obliczenia modelowe zostały wykonane dla cylindrycznej komory rozpyłowej stanowiącej reaktor 1 o średnicy d = 0,1 m z czterema dyszami 2 rozpyłowymi cieczy chłodzącej rozmieszczonymi sym etrycznie co 90°, jak pokazano na rys. 1 i 2. Obliczenia wykonywano dla dwóch wariantów ustawienia dysz 2 cieczy chłodzącej. W rozważanych wariantach obliczeń stosowano 4 dysze 2 wtryskujące ciecz chłodzącą w kierunku przeciwprądowym, zgodnie z wynalazkiem, lub współprądowym do kierunku przepływu poreakcyjnej mieszaniny gazowej, zgodnie ze stanem techniki. W obu przypadkach ciecz chłodząca była wtryskiwana pod kątem 45° względem osi przepływu strumienia głównego. Obliczenia wykonywano w układzie 3-D, z zastosowaniem siatki obliczeniowej składającej się z 172 500 elementów. Do modelowania oddziaływań pomiędzy fazą ciągłą i fazą rozproszoną zastosowano standardową procedurę DPM (Discrete Phase Model).

Zasadniczym celem przeprowadzonych obliczeń modelowych było określenie długości obszaru odparowania cieczy chłodzącej (o-DCB) i kondensacji produktu (TDI). Długość tej strefy zależy od początkowych temperatur przepływających mediów, wymaganego spadku temperatury mieszaniny oraz przepływu cieczy chłodzącej i poreakcyjnej mieszaniny gazowej. Na fig. 5 przedstawiono wyniki symulacji pola prędkości mieszaniny w strefie chłodzenia bezprzeponowego dla przypadku współprądowego i przeciwprądowego zasilania układu cieczą chłodzącą. Zastosowanie chłodzenia przeciwprądowego powoduje intensyfikację mieszania w obszarze kontaktowania obu płynów przy jednoczesnym zwiększeniu czasu przebywania chłodzonej mieszaniny gazowej w obszarze wtryskiwania cieczy chłodzącej. W konsekwencji powoduje to widoczne zmniejszenie obszaru odparowania cieczy chłodzącej i czasu hamowania reakcji, co przedstawiono na rys. 6 dla chłodzenia współprądowego i fig. 7 dla chłodzenia przeciwprądowego.

Otrzymane wyniki odnoszą się do chłodzenia bezprzeponowego mieszaniny poreakcyjnej o temperaturze Tpm = 400°C, przy temperaturze płynu chłodzącego o-DCBO Tpc = 130°C.

PL 214 498 B1

Claims (6)

1. Zastrzeżenia patentowe

   1. Sposób wydzielania produktów reakcji fosgenowania toluilenodiaminy (TDA) w fazie gazowej przy wytwarzaniu toluilenodiizocyjanianu (TDI) biegnących w cylindrycznym reaktorze do fosgenowania toluilenodiaminy (TDA) w fazie gazowej, oraz wykraplania produktów reakcji fosgenowania (TDA), zawierających jako główny, wartościowy składnik toluilenodiizocyjanian (TDI) oraz fosgen, chlorowodór i produkty uboczne, z których niektóre mogą tworzyć osady i opcjonalnie gaz inertny, poprzez natrysk z dysz umieszczonych w ściankach reaktora mieszaniny reakcyjnej strumieniem ciekłego dichlorobenzenu (DCB), lub innego organicznego czynnika chłodzącego stanowiące ciecz chłodzącą, inertnego w warunkach prowadzenia procesu, znamienny tym, że natrysk prowadzi się przeciwprądowo w stosunku do strumienia przepływających reagentów.
2. 2. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że strumień cieczy chłodzącej z dysz kieruje się pod kątem rozwartym 135° do 160° w stosunku do kierunku strumienia mieszaniny poreakcyjnej płynącej wzdłuż osi reaktora 1, zaś kąt rozwarcia strugi zawiera się między 30°a 60°.
3. 3. Sposób według zastrz, 1 albo 2, znamienny tym, że temperatura cieczy chłodzącej zawiera się w przedziale 80°C do 130°C.
4. 4. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że osłania się dysze 2 przed kontaktem z płynami zawierającymi składniki mogące wytrącać się w postaci osadu, jako osłony mogą występować bądź wgłębienia w ścianie części chłodzącej reaktora 1, bądź wysunięte ekrany o kształcie aer odynamicznym,
5. 5. Sposób według zastrz. 1, znamienny tym, że stosuje się nie mniej niż dwie dysze 2.
6. 6. Sposób według zastrz. 5, znamienny tym, że stosuje się dwie do ośmiu dysz 2.