Thermisches Trennverfahren zur Abtrennung wenigstens eines (Meth) acrylmonomere angereichert enthaltenden Stoffstroms Beschreibung Vorliegende Erfindung betrifft ein thermisches Trennverfahren zur Abtrennung wenigs- tens eines (Meth) acrylmonomere angereichert enthaltenden Stoffstroms aus einem (Meth) acrylmonomere enthaltenden Gemisch, umfassend den kontinuierlichen statio- nären Betrieb wenigstens einer thermischen Trennvorrichtung, die wenigstens einen trennwirksamen Raum mit oder ohne trennwirksame Einbauten umfasst, in den we- nigstens ein (Meth) acrylmonomere enthaltender Stoffstrom hinein-und aus dem we- nigstens ein (Meth) acrylmonomere enthaltender Stoffstrom herausgeführt wird, mit der Maßgabe, dass - der Stoffstrom, der insgesamt in den trennwirksamen Raum hineingeführt und gedanklich dadurch erzeugt wird, dass man die in den trennwirksamen Raum hineingeführten Einzelstoffströme addiert, X Gew. -% an von (Meth) acrylmonomeren verschiedenen Bestandteilen enthält, - der Stoffstrom, der mit dem höchsten Gewichtsanteil an (Meth) acrylmonomeren aus dem trennwirksamen Raum herausgeführt wird, Y Gew.-% an von (Meth) acrylmonomeren verschiedenen Bestandteilen enthält, - das Verhältnis X : Y >5 beträgt, - der trennwirksamen Raum, ausgenommen an den Stoffstromzufuhr-und an den Stoffstromausfuhrstellen von einer festen Phase begrenzt wird und wenigstens einen Umlaufwärmetauscher umfasst und - das im trennwirksamen Raum mit Flüssigphase gefüllte Gesamtvolumen 21 m3 beträgt, wobei die Temperatur der Flüssigphase wenigstens teilweise 280°C be- trägt.

Der Begriff stationärer Betrieb bedeutet in dieser Schrift, dass die Stoffströme in Bezug auf ihre Stoffgehalte und Strömungsmengen während des kontinuierlichen Betriebs in der jeweils gewählten Einheit um höchstens 5 %-Punkte variieren (bezogen auf den Mittelwert als Bezugsbasis). Erfindungsgemäß bevorzugt beträgt vorgenannte Varianz ---4 % Punkte, besonders bevorzugt s3 % Punkte und ganz besonders bevorzugt 52 % Punkte oder 51 % Punkt.

Die Schreibweise (Meth) acrylmonomere steht in dieser Schrift verkürzend für Acryl- monomere und/oder Methacrylmonomere".

Der Begriff Acrylmonomere steht in dieser Schrift verkürzend für"Acrolein, Acrylsäure und/oder Ester der Acrylsäure." Der Begriff Methacrylmonomere steht in dieser Schrift verkürzend für"Methacrolein, Methacrylsäure und/oder Ester der Methacrylsäure".

Im besonderen sollen die in dieser Schrift angesprochenen (Meth) acrylmonomere die nachfolgenden (Meth) acrylsäureester umfassen : Hydroxyethylacrylat, Hydroxyethyl- methacrylat, Hydroxypropylacrylat, Hydroxypropylmethacrylat, Glycidylacrylat, Glyci- dylmethacrylat, Methylacrylat, Methylmethacrylat, n-Butylacrylat, iso-Butylacrylat, iso- Butylmethacrylat, n-Butylmethacrylat, tert.-Butylacrylat, tert.-Btuylmethacrylat, Ethylac- rylat, Ethylmethacrylat, 2-Ethylhexylacrylat, 2-Ethylhexylmethacrylat, N, N-Dimethyl- aminoethylmethacrylat und N, N-Dimethylaminoethylacrylat.

(Meth) acrylmonomere sind wichtige Ausgangsverbindungen zur Herstellung von Poly- merisaten, die z. B. als Klebstoff Verwendung finden.

(Meth) acrolein und (Meth) acrylsäure wird großtechnisch überwiegend durch katalyti- sche Gasphasenoxidation geeigneter C3-/C4-Vorläuferverbindungen (oder von Vorläu- ferverbindungen derselben), insbesondere von Propen und Propan im Fall von Acrolein und Acrylsäure bzw. iso-Buten und iso-Butan im Fall der Methacrylsäure und des Methacroleins, hergestellt.

Neben Propen, Propan, iso-Buten und iso-Butan eignen sich als Ausgangsstoffe je- doch auch andere 3 bzw. 4 Kohlenstoffatome enthaltende Verbindungen wie iso-Bu- tanol, n-Propanol oder Vorläuferverbindungen derselben wie z. B. der Methylether von iso-Butanol. (Meth) acrylsäure kann auch aus (Meth) acrolein erzeugt werden.

Dabei wird normalerweise ein Produktgasgemisch erhalten, aus dem die (Meth) acryl- säure bzw. das (Meth) acrolein abgetrennt werden muß.

Ester der (Meth) acrylsäure sind z. B. durch direkte Umsetzung von (Meth) acrylsäure und/oder (Meth) acrolein mit den entsprechenden Alkoholen erhältlich. Allerdings fallen auch in diesem Fall zunächst Produktgemische an, aus denen die (Meth) acrylsäure- ester abgetrennt werden müssen.

Für vorstehende Abtrennungen werden häufig ein oder mehrere thermische Trennver- fahren angewendet, wie es eingangs beschrieben ist. Diese werden üblicherweise kon- tinuierlich durchgeführt, wobei dem trennwirksamen Raum unter stationären Bedingun- gen kontinuierlich Stoffströme zugeführt und entnommen werden. Charakteristisch für thermische Trennverfahren ist, dass die mit ihnen erzielte Trennwirkung die Zufuhr (z. B. zum Verdampfen) und/oder den Entzug (z. B. zum Kondensieren) von thermischer Energie erfordert und dass an ihnen flüssige Phasen beteiligt sind (im trennwirksamen Raum geführt werden).

In der Regel wird diese thermische Energie über Umiaufwärmetauscher entzogen und/oder zugeführt. Ein Umiaufwärmetauscher ist ein Teil das beim eingangs be- schriebenen Verfahren geforderten trennwirksamen Raums, dem aus einem anderen Teil des trennwirksamen Raums entnommene Flüssig-und/oder Gasphase zugeführt wird. Im Umlaufwärmetauscher wird dieser Flüssig-und/oder Gasphase von einer nicht vom trenn-wirksamen Raum umfassten Quelle auf direkte (z. B. dadurch, dass die Quelle in den Raum geführt wird) und/oder indirekte Weise thermische Energie zuge- führt und/oder entzogen. Anschließend wird die abgekühlte oder erwärmte Flüssig (kann beim Wärmetausch teilweise und/oder vollständig in die Dampfphase überführt werden) -und/oder Gasphase (kann beim Wärmetausch teilweise und/oder vollständig kondensiert werden) vollständig in den anderen Teil des trennwirksamen Raums rück- geführt, wobei die Entnahme-und die Rückführstelle räumlich auseinander liegen kön- nen. In vielen Fällen ist der wenigstens eine Umlaufwärmetauscher ein Umlaufver- dampfer.

Die Erzielung der thermischen Trennwirkung selbst (d. h., die Durchführung des thermi- schen Trennverfahrens) ist prinzipiell in trennwirksamen Räumen möglich, die keine trennwirksamen Einbauten umfassen, wie es z. B. bei einer einfachen Destillation der Fall ist. Dabei wird ein flüssiges Gemisch partiell verdampft und die dabei erzeugte, eine andere Zusammensetzung als das flüssige Gemisch aufweisende Dampfphase in dampfförmiger und/oder kondensierter Form abgetrennt.

Häufig wird die thermische Trennwirkung jedoch unter Mitwirkung trennwirksamer Ein- bauten erzielt, wobei vielfach gasförmige (meist aufsteigend) und flüssige (meist ab- steigend) Stoffströme im Gleich-oder Gegenstrom geführt werden. Infolge das zwi- schen den Stoffströmen bestehenden Ungleichgewichts findet ein Wärme-und Stoff- austausch statt, der letztlich die gewünschte Auftrennung bedingt. In der Regel befin- den sich die trennwirksamen Einbauten in einer Trennkolonne.

Charakteristisch für die thermischen Trennverfahren dieser Schrift ist ferner, dass die durch den trennwirksamen Raum geführten individuellen chemischen Verbindungen

sich beim Durchgang durch den trennwirksamen Raum zu weniger als 20-mol-% Qe- weils bezogen auf die insgesamt in den trennwirksamen Raum geführte Gesamtmenge der jeweiligen individuellen chemischen Verbindung) chemisch verändern (ausgenom- men die Michael-Addition der (Meth) acrylmonomeren ; sie soll nicht als eine solche chemische Veränderung gewertet werden).

Häufig liegt der vorgenannte Prozentsatz bei den thermischen Trennverfahren dieser Schrift bei Werten s10 mol-%, oder s7 mol-%, oder s3 mol-% bzw. s1 mol-%.

Beispiele für und damit Element des in dieser Schrift verwendeten Begriffs"thermi- sches Trennverfahren"sind die fraktionierende Kondensation (vgl. z. B.

DE-A 19 924 532) und/oder die Rektifikation (aufsteigende Dampfphase wird im Ge- genstrom zu absteigender Flüssigphase geführt ; die Trennwirkung beruht darauf, dass die Dampfzusammensetzung im Gleichgewicht anders als die Flüssigzusammenset- zung ist), die Absorption (wenigstens ein aufsteigendes Gas wird zu wenigstens einer absteigenden Flüssigkeit im Gegenstrom geführt ; die Trennwirkung beruht auf der un- terschiedlichen Löslichkeit der Gasbestandteile in der Flüssigkeit), die Strippung (wie die Absorption ; die Flüssigphase ist jedoch mit einer Komponente beladen, die vom Strippgas aufgenommen wird) und die Desorption (der Umkehrprozess zur Absorption ; das in der Flüssigphase gelöste Gas wird durch Partialdruckerniedrigung abgetrennt).

Aber auch die Flüssig/Flüssig-Extraktion und die Kristallisation (insbesondere die Fall- film-und die Suspensionskristallisation) sollen in dieser Schrift thermisches Trenner- fahren sein.

Beispielsweise kann die Abtrennung von (Meth) acrylsäure bzw. (Meth) acrolein aus dem Produktgasgemisch der katalytischen Gasphasenoxidation von Propan und/oder Propen so durchgeführt werden, dass die (Meth) acrylsäure bzw. das (Meth) acrolein durch Absorption in ein Lösungsmittel (z. B. Wasser oder ein organischer Lösungsmit- tel) oder durch fraktionierende Kondensation des Produktgasgemisches zunächst grundabgetrennt und das dabei anfallende Kondensat bzw. Absorbat nachfolgend rek- tifikativ (in der Regel in mehreren Stufen) unter Erhalt von mehr oder weniger reiner (Meth) acrylsäure bzw. (Meth) acrolein aufgetrennt wird (vgl. z. B. EP-A 717 019, EP-A 1 125 912, EP-A 982 289, EP-A 982287, DE-A 19 606 877, DE-A 1 011 527, DE-A 10 224 341, DE-A 10 218 419, DE-A 10 247 240 und DE-A 10 243 625).

Die vorstehend angesprochene fraktionierende Kondensation unterscheidet sich von der herkömmlichen Rektifikation im wesentlichen dadurch, dass das aufzutrennende Gemisch dem trennwirksamen Raum gasförmig (d. h., vollständig in die Dampfform überführt) zugeführt wird.

Die bereits angesprochenen, (Meth) acrylmonomere enthaltenden, gasförmigen und/oder flüssigen Gemische können die (Meth) acrylmonomere sowohl in mehr oder weniger reiner Form als auch in Verdünnung (z. B. mit Lösungsmittel oder mit Verdün- nungsgasen) befindlich enthalten. Das Lösungsmittel kann dabei sowohl wässrig als auch ein organisches Lösungsmittel sein, wobei die spezifische Art des organischen Lösungsmittels im wesentlichen unbeachtlich ist. Das Verdünnungsgas kann z. B. Stick- stoff, Kohlenoxid (CO, C02), Sauerstoff, Kohlenwasserstoff oder ein Gemisch aus die- sen Gasen sein.

Das heißt, z. B. auf dem Weg der Gewinnung (Abtrennung) von (Meth) acrylmonomeren werden auf unterschiedlichste Art und Weise thermische Trennverfahren (wie sie ein- gangs beschrieben wurden) auf gasförmige und/oder flüssige Stoffgemische angewen- det, deren Gehalt an (Meth) acrylmonomeren 22 Gew. -%, oder 210 Gew. -%, oder 20 Gew.-% oder 240 Gew. -%, oder 260 Gew. -%, oder 280 Gew.-%, oder 290 Gew. -%, oder 295 Gew. -%, oder 299 Gew. -% betragen kann (selbstredend liegt der Gehalt an (Meth) acrylmonomeren stets bei Werten < 100 Gew.-%). Häufig liegt der (Meth) acrylmonomerengehalt solcher Stoffgemische bei 10 bis 40 Gew.-% oder bei 90 bis 99,5 Gew. -%.

In der Regel werden diese Stoffgemische beim erfindungsgemäßen Verfahren selbst als (Meth) acrylmonomere enthaltender Stoffstrom in den wenigstens einen trennwirk- samen Raum geführt.

Häufig umfasst der trennwirksame Raum bei den eingangs beschriebenen thermischen Trennverfahren eine Trennkolonne. Die Anreicherung der (Meth) acrylmonomere kann dabei sowohl am Kopf als auch im Sumpf der Trennkolonne erfolgen. Selbstredend können aber auch im oberen, unteren oder mittleren Teil der Trennkolonne (Meth) - acrylmonomere angereichert enthaltende Fraktionen entnommen werden.

Die im trennwirksamen Raum, z. B. in der Trennkolonne, mitverwendeten trennwirksa- men Einbauten verfolgen bei thermischen Trennverfahren den Zweck, die Oberfläche für den die Auftrennung bewirkenden Wärme-und Stoffaustausch zu erhöhen.

Als solche Einbauten kommen z. B. Packungen, Füllkörperschüttungen und/oder Stoff- austauschböden in Betracht.

Besonders häufig werden als Trennkolonnen mit trennwirksamen Einbauten für thermi- sche Trennverfahren solche verwendet, die wenigstens als einen Teil der trennwirksa- men Einbauten eine Abfolge von Stoffaustauschböden enthalten.

Stoffaustauschböden verfolgen den Zweck, in der Trennkolonne in Form von Flüssig- keitsschichten Orte mit geschlossenen flüssigen Phasen zur Verfügung zu stellen. Die Oberfläche des in der Flüssigkeitsschicht z. B. aufsteigenden und sich dabei in der ge- schlossenen flüssigen Phase verteilenden Dampf-bzw. Gasstromes ist dann die maß- gebende Austauschfläche. Stoffaustauschböden schließen mit der sie umgebenden Wandung vorzugsweise dicht ab. Ein Klassiker unter den Stoffaustauschböden ist der Siebboden. Darunter sollen in dieser Schrift Platten verstanden werden, die als Durch- trittsstellen für die aufsteigende Gas-bzw. Dampfphase (die Begriffe gasförmig"und , dampfförmig" werden in dieser Schrift synonym verwendet) einfache Löcher und/oder Schlitze aufweisen.

Die Siebböden werden dabei üblicherweise in zwei Gruppen differenziert, nämlich in solche mit Flüssigkeitszwangsführung und solche ohne Flüssigkeitszwangsführung.

Ganz generell wird Flüssigkeitszwangsführung bei Stoffaustauschböden dadurch er- zielt, dass die Stoffaustauschböden wenigstens einen Ablaufschacht aufweisen (Ab- lau0, durch den die Flüssigkeit unabhängig vom Strömungsweg des Dampfes vom höher gelegenen Boden auf den tiefer gelegenen Boden fließt (Zulauf). Die horizontale Flüssigkeitsströmung über den Austauschboden vom Zulauf zum Ablauf wird entspre- chend der verfahrenstechnischen Aufgabenstellung gewählt. Das Gas bzw. der Dampf tritt durch die offenen Querschnitte der Bodenplatte.

Wird die Flüssigkeit im Umkehrstrom über den Boden geführt (Zulauf und Ablauf des Stoffaustauschbodens sind auf der gleichen Seite des Bodens angeordnet), spricht man von Umkehrstromböden. Bei Radialstromböden strömt die Flüssigkeit auf dem Boden radial von der Mitte (zulauf zum Ablauf am Rand des Bodens.

Bei den Querstromböden wird die Flüssigkeit, über den gesamten Fließbereich be- trachtet, quer über den Boden vom Zulauf zum Ablauf geführt. In der Regel sind Quer- stromböden einflutig gestaltet. D. h., Zulauf und Ablauf sind auf gegenüberliegenden Seiten des Bodens angeordnet. Sie können aber auch zweiflutig (oder auch mehr als zweiflutig) gestaltet sein. In diesem Fall kann der Zulauf z. B. in der Mitte und je ein Ablauf auf gegenüberliegenden Seiten des Stoffaustauschbodens angeordnet sein.

D. h., bei Siebböden wird die Flüssigkeitszwangsführung dadurch erzielt, dass die Sieb- böden neben den Durchtrittsstellen für die aufsteigende Gas-bzw. Dampfphase we- nigstens einen Ablaufschacht aufweisen (Ablauf), durch den die Flüssigkeit unabhän- gig vom Strömungsweg des Dampfes vom höher gelegenen Boden auf den nächsten tiefer gelegenen Boden fließt (Zulauf). Die Flüssigkeit fließt z. B. im Querstrom über den Boden vom wenigstens einen Zulauf zum wenigstens einen Ablauf, wobei das Zulauf-

und Ablaufrohr den Flüssigkeitsverschluss und die gewünschte Flüssigkeitshöhe auf dem Boden garantieren. Häufig (insbesondere bei geringen Kolonnendurchmessern) sind die Siebböden mit Flüssigkeitszwangsführung einflutig gestaltet. D. h., Zulauf und Ablauf sind auf gegenüberliegenden Seiten des Bodens angeordnet. Sie können aber auch zweiflutig (oder auch mehr als zweiflutig) gestaltet sein. In diesem Fall kann der Zulauf z. B. in der Mitte und je ein Ablauf auf gegenüberliegenden Seiten des Stoffaus- tauschbodens angeordnet sein. Nachfolgend sollen solche Siebböden als Zwangs- siebböden bezeichnet werden. Bei ihnen wird ein die Trennwirkung minderndes Durch- regnen der Flüssigkeit nicht wie beim hydraulisch abgedichteten Querstromboden durch Kamine verhindert, in die die Durchtrittsöffnungen fortführen, sondem es bedarf dazu einer minimalen Dampfbelastung. Der Dampf tritt aufsteigend durch die Durch- trittsöffnungen und durchperlt die vom Ablaufrohr gehaltene Flüssigkeitsschicht.

Von den Zwangssiebböden unterscheiden sich die Dual-Flow-oder auch Regensieb- böden dadurch, dass sie kein Ablaufsegment enthalten. Durch die Abwesenheit von Ablaufsegmenten (Ablaufschächten) treten bei den Regensiebböden das aufsteigende Gas und die in der Trennkolonne absteigende Flüssigkeit durch die gleichen Durch- trittsstellen des Bodens. Auch beim Regensiebboden bedarf es wie beim Zwangssieb- boden einer minimalen Dampfbelastung, um eine angemessene Trennwirkung zu er- zielen. Wird sie signifikant unterschritten, bewegen sich aufsteigendes Gas und abstei- gender Rücklauf im wesentlichen ohne Austausch aneinander vorbei und der Boden läuft Gefahr, trocken zu laufen.

D. h., auch beim Regensiebboden muss eine untere Grenzgeschwindigkeit vorhanden sein, damit auf dem Boden eine gewisse Flüssigkeitsschicht gehalten wird, um ein Ar- beiten des Bodens zu ermöglichen. Im normalen Arbeitsbereich regnet die Flüssigkeit bei Regensiebböden durch die Durchtrittsöffnungen von Boden zu Boden und zwi- schen den Böden wird die geschlossene Gasphase von einer zerteilten Flüssigkeits- phase durchsetzt.

Hydraulisch abgedichtete Querstromböden sind gegenüber Siebböden dadurch cha- rakterisiert, dass sie beim Abschalten der Kolonne nicht leer laufen können, sieht man von der winzigen Leerlaufbohrung (ihr Querschnitt ist normalerweise mehr als 200 mal kleiner als der Gesamtquerschnitt der Durchtrittsstellen) ab, die jeder Querstromboden aus Zweckmäßigkeitsgründen aufweist.

D. h., auch bei geringen Kolonnenbelastungen weisen hydraulisch abgedichtete Quer- stromböden gestaute Flüssigkeit (Rücklauf-und/oder Zulaufflüssigkeit) auf und laufen keine Gefahr, trocken zu laufen. Dies ist dadurch bedingt, dass es sich bei den Durch- trittstellen von hydraulisch abgedichteten Querstromböden nicht wie bei Siebböden um

kaminlose Bohrungen handelt. Vielmehr mündet jede Durchtrittstelle in einen Kamin, der ein Trockenlaufen unterbindet. Über dem Kamin sind Dampfumlenkhauben (Glo- cken) angebracht, die in die gestaute Bodenflüssigkeit eintauchen. Häufig sind die Dampfumlenkhauben an ihren Rändern geschlitzt oder gezackt (d. h., sie weisen Treib- schlitze au0. Der durch die Durchtrittsstelle aufsteigende Dampfstrom erfährt durch die Dampfumlenkhauben eine Ablenkung und strömt parallel zum Boden, d. h., quer zur Kolonne, in die gestaute Flüssigkeit.

Die aus benachbarten, in der Regel über dem Boden äquidistant verteilt angeordneten, Hauben austretenden Dampfblasen bilden in der gestauten Flüssigkeit eine Sprudel- schicht aus.

Ablaufrohre bzw. -segmente, die, in der Regel abwechselnd links oder rechts, Böden verlassen, regeln-von Wehren unterstützt-den Flüssigkeitsstand der Stoffaustausch- böden und führen die Flüssigkeit dem darunterliegenden Boden zu. Für die hydraulisch abdichtende Wirkung ist wesentlich, dass die Ablaufrohre bzw. -Segmente des oberen Bodens in die gestaute Flüssigkeit des darunter liegenden Bodens tauchen. Vorzugs- weise sind keine Zulaufwehre vorhanden. In der Höhe einstellbare Glocken gestatten ein Anpassen an die Strömungsverhältnisse und den Ausgleich der Eintauchtiefen bei Herstellungsungleichmäßigkeiten, so dass alle Glocken des Bodens gleichmäßig ga- sen.

Je nach Gestalt und Anordnung der Glocken unterscheidet man z. B. die einflutig ges- talteten hydraulisch abgedichteten Querstromböden in Rundglockenböden (Durchtritt- stelle, Kamin und Glocke sind rund), Tunnel-Böden (Durchtrittstelle, Kamin und Glocke sind rechteckig, die Glocken sind hintereinander angeordnet, wobei die längere Rechteckkante parallel zur Querstromrichtung der Flüssigkeit ausgerichtet ist) und Thormann-Böden (Durchtrittstelle, Kamin und Glocke sind rechteckig, die Glocken sind hintereinander angeordnet, wobei die längere Rechteckkante senkrecht zur Querstrom- richtung der Flüssigkeit ausgerichtet ist).

Unter Ventilböden sollen in dieser Schrift Querstromböden verstanden werden, die Bodenbohrungen mit hubbegrenzten Teller-, Ballast-oder Hebeventilen (Schwimm- klappen) aufweisen, die die Größe der Dampfdurchtrittsöffnung der jeweiligen Kolon- nenbelastung anpassen. Der aufsteigende Gasstrom wird abgelenkt, strömt parallel zum Boden in die gestaute Rücklaufflüssigkeit und bildet eine Sprudelschicht aus. Be- wehrte Ablaufrohre führen den Rücklauf von Boden zu Boden. Häufig sind sie zweiflu- tig gestaltet. Sie können aber auch drei-und mehrflutig (z. B. bis zu achtflutig) gestal- tet sein.

Stoffaustauschböden, auf denen Gleichgewicht herrscht zwischen ablaufender Flüs- sigkeit und aufsteigendem Dampf werden als theoretische Böden bezeichnet.

Dieser Begriff lässt sich sowohl auf alle anderen für Gegenstromdestillationen (Rektifi- kationen) geeigneten trennwirksamen Einbauten übertragen (wie Packungen und Füll- körperschüttungen) als auch auf andere thermische Trennvorgänge wie die Sorption und Extraktion. Auch bei letzterer bewirken die genannten trennwirksamen Einbauten eine Vergrößerung der Austauschfläche zwischen dann zwei flüssigen Phasen.

Es ist deshalb zweckmäßig, allgemein von theoretischen Trennstufen zu sprechen. Als theoretische Trennstufe wird die Raumeinheit definiert, die eine Anreicherung entspre- chend dem thermodynamischen Gleichgewicht bewirkt.

Ziel eines thermischen Trennverfahrens zur Abtrennung wenigstens eines (Meth) acryl- monomere angereichert enthaltenden Stoffstroms aus einem (Meth) acrylmonomere enthaltenden Gemisch ist einerseits ein möglichst hoher Anreicherungsgrad des (Meth) acrylmonomeren im abgetrennten, das (Meth) acrylmonomere angereichert ent- haltenden, Stoffstrom und andererseits eine möglichst hohe Raum-Zeit-Ausbeute an diesem abgetrennten Stoffstrom.

Nachteilig an den eingangs beschriebenen thermischen Trennverfahren ist, dass nor- malerweise diejenigen Maßnahmen, die, unter ansonsten gleichbleibenden Randbe- dingungen, den Anreicherungsgrad erhöhen, gleichzeitig die Raum-Zeit-Ausbeute mindern (z. B. kann durch eine Erhöhung der Anzahl der theoretischen Trennstufen üblicherweise der Anreicherungsgrad verbessert werden ; bei ansonsten gleichbleiben- den Randbedingungen mindert eine Zunahme der Anzahl der theoretischen Trennstu- fen jedoch normalerweise die Raum-Zeit-Ausbeute).

Ziel der vorliegenden Erfindung war es, den vorgenannten Zusammenhang zu durch- brechen und ein wie eingangs beschriebenes thermisches Trennverfahren zur Abtren- nung wenigstens eines (Meth) acrylmonomere angereichert enthaltenden Stoffstroms aus einem (Methyl) acrylmonomere enthaltenden Gemisch zur Verfügung zu stellen, bei dem Anreicherungsgrad und Raum-Zeit-Ausbeute gleichzeitig erhöht sind.

Demgemäss wurde ein thermisches Trennverfahren zur Abtrennung wenigstens eines (Meth) acrylmonomere angereichert enthaltenden Stoffstroms aus einem (Meth) acryl- monomere enthaltenden Gemisch, umfassend den kontinuierlichen stationären Betrieb wenigstens einer thermischen Trennvorrichtung, die wenigstens einen trennwirksamen Raum mit oder ohne Trennwirksame Einbauten umfasst, in den wenigstens ein (Meth) acrylmonomere enthaltender Stoffstrom hinein und aus dem wenigstens ein

(Meth) acrylmonomere enthaltender Stoffstrom herausgeführt wird, mit der Maßgabe, dass - der Stoffstrom, der insgesamt in den trennwirksamen Raum hineingeführt und gedanklich dadurch erzeugt wird, dass man die in den trennwirksamen Raum hineingeführten Einzelstoffströme addiert, X Gew.-% an von (Meth) acrylmonomeren verschiedenen Bestandteilen enthält, - der Stoffstrom, der mit dem höchsten Gewichtsanteil an (Meth) acrylmonomeren aus dem trennwirksamen Raum herausgeführt wird, Y Gew. -% an von (Meth) acrylmonomeren verschiedenen Bestandteilen enthält, - das Verhältnis X : Y 25 beträgt, - der trennwirksame Raum, ausgenommen an den Stöffstromzufuhr-und an den Stoffstromausfuhrstellen, von einer festen Phase begrenzt wird und wenigstens einen Umlaufwärmetauscher umfasst, und - das im trennwirksamen Raum mit Flüssigphase gefüllte Gesamtvolumen 21 m3 beträgt, wobei die Temperatur der Flüssigphase wenigstens teilweise>80°C be- trägt, gefunden, das dadurch gekennzeichnet ist, dass bei einer Unterteilung des trennwirksamen Raums in n individuelle Volumenele- mente, wobei sich die höchste und die niedrigste Temperatur der in einem einzelnen Volumenelement befindlichen Flüssigphase um nicht mehr als 2°C unterscheiden und das Volumenelement ein im trennwirksamen Raum zusammenhängendes ist, die Gesamtverweiizeit t ges mit S 20 h beträgt, wobei

A = (Tj-To)/10°C, To = 100°C, Tj = der arithmetische Mittelwert aus der in der Flüssigphase des Volumenelements i bestehenden höchsten und niedrigsten Temperatur in °C, m, 1 = die im Volumen der im Volumenelement i enthaltenen Flüssigphase insgesamt enthaltene Masse an (Meth) acrylmonomeren, mi = der aus dem Volumenelement i insgesamt herausgeführte Flüssigphasenmas- senstrom, und Summe über alle Volumenelemente i ist, mit der Maßgabe, dass Volumenelemente i mit einer in ihnen enthaltenen Flüssigpha- senmasse mi und m/m 100 h als Totraum-Volumenelemente ebenso wenig in die Summe über alle Volumenelemente i mit einbezogen werden wie Volumenelement i, die keine Flüssigphase aufweisen und die Gesamtmenge der in den Totraum-Volu- menelementen enthaltenen Flüssigphase nicht mehr als 5 Gew.-% der im trennwirk- samen Raum insgesamt enthaltenen Flüssigphase beträgt.

Hintergrund der erfindungsgemäßen Verfahrensweise ist der Sachverhalt, dass Meth- acrylmonomere durch einfache oder mehrfache Michael-Addition Oligomere bzw. Po- lymere bilden (Michael-Addukte).

Im Fall der Acrylsäure genügen diese beispielsweise der allgemeinen Formel I (y+1) CH2=CH-CO2H-CH2=CH-CO2- (CH2-CH2-CO2) y-H (1), mit y = insbesondere 1 bis 6, teilweise auch > 6.

Unter anderem ist das Erscheinungsbild der Michael-Addukt Bildung aus der EP-A 733 617, der EP-A 765 861, der DE-A 19 536 191, der DE-A 19 851 984, der DE- A 19 927 722, der EP-A 780 360, der EP-A 780 359, der WO 98/08798, der WO 97/48669 und der DE-A 19 924 533 bekannt.

Nachteil der Michael-Addukt-Bildung von (Meth) acrylmonomeren ist, dass sie auch im Rahmen thermischer Trennverfahren zur Abtrennung eines (Meth) acrylmonomere an-

gereichert enthaltenden Stoffstroms aus einem (Meth) acrylmonomere enthaltenden Gemisch erfolgt und dabei sowohl Anreicherungsgrad als auch Raum-Zeit-Ausbeute mindert. Als mögliche Problemlösung wird im Stand der Technik lediglich die Isolie- rung und nachträgliche Rückspaltung der Michael-Addukte gesehen (vgl. z. B.

EP-A 780 359, EP-A 780 360, WO 98/08798 und DE-A 19 924 533).

Eingehende Untersuchungen führten als weiterem Problemlösungsbeitrag zum erfin- dungsgemäßen Verfahren.

Bei diesem Problemlösungsbeitrag findet Berücksichtigung, dass eine Michael-Addukt- Bildung von (Meth) acrylmonomeren im wesentlichen nur in der Flüssigphase erfolgt.

Ferner wird berücksichtigt, dass die Michael-Addukt-Bildung in der Flüssigphase so- wohl mit zunehmender Temperatur als auch mit zunehmendem Massenanteil der (Meth) acrylmonomeren an der Flüssigphase zunehmend rascher erfolgt, wobei eine Temperaturerhöhung um 10°C etwa eine Verdoppelung der Reaktionsgeschwindigkeit bedingt. Deutlich unterhalb von 100°C ist die Michael-Addition von Acrylmonomeren weitgehend vernachlässigbar.

D. h., wenn man bei kontinuierlich betriebenen thermischen Trennverfahren zur Abtren- nung wenigstens eines (Meth) Acrylmonomere angereichert enthaltenden Stoffstroms aus einem (Meth) acrylmonomere enthaltenden Gemisch im stationären Betrieb darauf achtet, dass die Verweilzeit der (Meth) acrylmonomeren in der Flüssigphase dort be- sonders gering ist, wo Temperatur und Massenanteil an (Meth) acrylmonomeren in der Flüssigphase hoch sind, so lässt sich die nachteilige Michael-Addukt-Bildung von (Meth) acrylmonomeren im Rahmen solcher thermischer Trennverfahren in gewissem Umfang vermeiden.

Ein geeignetes Maß ist diesbezüglich eine aus Einzelverweilzeiten in zweckmäßiger Weise errechnete mittlere Gesamtverweilzeit der (Meth) acrylmonomeren, die diese beim thermischen Trennverfahren im trennwirksamen Raum in flüssiger Phase aufwei- sen.

Dazu wird der trennwirksame Raum in n individuelle Volumenelemente aufgeteilt. Die Größe und Anzahl n dieser Volumenelemente ist im wesentlichen unbeachtlich. D. h., die einzelnen Volumenelemente können sowohl gleich groß sein, als auch unterschied- liche Volumina aufweisen. Wesentlich ist nur, dass sich die höchste und die niedrigste Temperatur der in einem einzelnen Volumenelement befindlichen Flüssigphase um nicht mehr als 2°C unterscheiden und das Volumenelement ein im trennwirksamen Raum zusammenhängendes ist (mit dem Temperaturerfordernis wird, wie noch zu se- hen sein wird, die Temperaturabhängigkeit der Michael-Addition berücksichtigt).

Die Einzelverweilzeit ti der (Meth) acrylmonomeren im Volumenelement i ist dann gege- ben durch tj = m/m,. m, ist dabei die im Volumenelement i insgesamt enthaltene Flüs- sigphasenmasse und rhi ist der aus dem Volumenelement i insgesamt herausgeführte Flüssigphasenmassenstrom (dieser ist im stationären Zustand gleich dem Volumen- element i insgesamt zugeführten Flüssigphasenmassenstrom).

Diese Einzelverweilzeit wird mit dem Quotienten msj/mj multipliziert, um den Massean- teil der (Meth) acrylmonomeren im Volumenelement i zu berücksichtigen.

Der Faktor 2A mit A= (Tj-To)/10°C wichtet die Einzelverweilzeit zusätzlich und trägt der Temperatur in der Flüssigphase des Volumenelementes i Rechnung. Schließlich ist noch über alle Volumenelemente i, die Flüssigphase enthalten, zu summieren.

Totraum-Volumenelemente i sind in die Summe insofern nicht einzubeziehen, als sie am Trennprozeß im wesentlichen nicht beteiligt sind. Dies gilt insbesondere dann, wenn für sie m ;/mj ? 200 h, oder >300 h, oder 2400 h, oder 2500 h, oder 5 : 750 h, oder 21000 h gilt.

Totraum-Volumenelemente nehmen an den die Trennwirkung bewirkenden Austausch- prozessen beim erfindungsgemäßen Trennverfahren im wesentlichen nicht teil. Es handelt sich bei diesen Volumenelementen um im wesentlichen isolierte Volumenele- mente, die sich einmal mit Flüssigphase füllen und über die Zeit im wesentlichen ein und dieselbe Flüssigphase enthalten.

Grundsätzlich sind beim erfindungsgemäßen Verfahren Totraum-Volumenelemente weitestgehend zu vermeiden. Dies vor allem auch deshalb, weil sie eine erhöhte Wahr- scheinlichkeit des Beginns einer radikalischen Polymerisation der in ihnen enthaltenen (Meth) acrylmonomere aufweisen.

D. h., das erfindungsgemäße Verfahren ist insbesondere dann vorteilhaft, wenn die Ge- samtmenge der in den Totraum-Volumenelementen enthaltenen Flüssigphase nicht mehr als 4 Gew.-%, bevorzugt nicht mehr als 3 Gew. -%, besonders bevorzugt nicht mehr als 2 Gew. -% und ganz besonders bevorzugt nicht mehr als 1 Gew.-% beträgt oder sogar verschwindend ist.

Ferner ist für das erfindungsgemäße Verfahren wesentlich, dass X : Y >5 beträgt. D. h., die Anzahl der theoretischen Trennstufen wird durch das erfindungsgemäße Verfahren nicht beeinträchtigt. Vielmehr wird man beim erfindungsgemäßen Verfahren die Einzel-

verweilzeit t ; vor allem dort zurücknehmen, wo einerseits msi/mi und A groß sind und eine Rücknahme von t ; die Anzahl der theoretischen Trennstufen im wesentlichen nicht beeinträchtigt.

Das erfindungsgemäße Verfahren ist somit auch dann anwendbar, wenn X : Y #8, oder : k10, oder 215, oder #20, oder #30, oder #40, oder 250 beträgt.

In der Regel wird X : Y beim erfindungsgemäßen Verfahren 200 nicht überschreiten.

Meist wird X : Y beim erfindungsgemäßen Verfahren #175, vielfach s150 oder s100 betragen.

Die erfindungsgemäße Verfahrensweise ist vor allem dann vorteilhaft, wenn das im trennwirksamen Raum mit Flüssigphase gefüllte Gesamtvolumen V großvolumig ist.

D. h., V kann beim erfindungsgemäßen Verfahren 22m3, oder #4m3, #5m3, oder 27m3, oder #9m3, #10m3, oder 215m3 betragen. In der Regel wird V nicht mehr als 500m3 betragen. D. h., in der Regel wird V beim erfindungsgemäßen Verfahren c450m3, häufig #400m3, oft #350m3 und meist s300m3 betragen.

Infolge des hohen Siedepunktes von (Meth) acrylmonomeren wird die Temperatur der im trennwirksamen Raum befindlichen Flüssigphase beim erfindungsgemäßen Verfah- ren häufig wenigstens teilweise 290°C, oder >100°C, oder 2110°C, oder #120°C, oder 2130°C, oder 2140°C, oder >150°C, oder 2160°C, oder #170°C, oder #180°C, betragen. In der Regel wird die höchste Temperatur der in einem Volumenelement i befindlichen Flüssigphase beim erfindungsgemäßen Verfahren 250°C jedoch nicht überschreiten. Im Normalfall wird diese Höchsttemperatur 230°C, häufig 210°C und vielfach c200°C betragen. Eine nennenswerte Rückspaltwirkung vermögen diese Temperaturen in der Regel nicht zu erzielen, da eine solche voraussetzt, dass die Rückspaltprodukte kontinuierlich aus dem Spaltgleichgewicht abgezogen werden.

Mit Vorteil beträgt die Gesamtverweilzeit tges beim erfindungsgemäßen Verfahren s15 h, oder #10 h. Mit besonderem Vorteil beträgt tges erfindungsgemä# #8 h, oder #6 h bzw. s4 h, oder c2 h. In der Regel wird tges beim erfindungsgemäßen Verfahren jedoch 20, 5 h oder 21 h betragen.

Das erfindungsgemäße Verfahren ist u. a. auf das in den Schriften EP-A 648 732 und EP-A 270 999 beschriebene rektifikative Verfahren zur Reinigung von Roh- (Meth)- acrylsäure, auf das in den Schriften DE-A 19 924 533, DE-A 10 247 240 sowie DE-A 10 243 625 beschriebene Verfahren der fraktionierenden Kondensation zur Grundabtrennung von Roh-Acrylsäure aus dem Produktgasgemisch einer Propen- und/oder Propanpartialoxidation zu Acrylsäure, auf das in der EP-A 717 029 beschrie-

bene Verfahren der rektifikativen Abtrennung von Roh- (Meth) acrylsäure aus einem (Meth) acrylsäure und eine höher als (Meth) acrylsäure siedende inerte hydrophobe organische Flüssigkeit als Hauptbestandteil enthaltenden Gemisch, auf die in der DE- A 4 308 087 beschriebene absorptive Abtrennung von Acrylsäure aus den Reaktions- gasen der katalytischen Partialoxidation von Propen und/oder Acrolein sowie auf die anderen in diesen Schriften sowie in der EP-A 990 636, in der EP-A 861 820, in der EP-A 778 255, in der EP-A 551 111, in der EP-A 695 736, in der EP-A 1026145 und in der DE-A 10 251 328 beschriebenen und/oder durch eine Bezugsliteratur zitierten rekti- fikativen, sorptiven und/oder extraktiven thermischen Trennverfahren zur Abtrennung wenigstens eines (Meth) acrylmonomere angereichert enthaltenden Stoffstroms aus einem (Meth) acrylmonomere enthaltenden Gemisch anwendbar.

Meist umfasst der trennwirksame Raum bei den vorgenannten Verfahren sowie beim erfindungsgemäßen Verfahren ganz generell wenigstens einen Umiaufwärmetauscher und wenigstens eine Kolonne mit oder ohne trennwirksame Einbauten.

Da absorptive Abtrennungen in der Regel exotherm verlaufen, verfolgt der wenigstens eine Umlaufwärmetauscher in diesem Zusammenhang in der Regel den Zweck des Wärmeentzugs. Dieser erfolgt im Normalfall auf indirektem Weg mittels eines Kälteträ- gers (Kühlmittels), der in den trennwirksamen Raum niemals eintritt. D. h., lediglich eine der beiden Raumseiten des indirekten Wärmetauschers ist Bestandteil des trennwirk- samen Raums. Die andere befindet sich außerhalb und führt den Kälteträger. Die Stoff- stromförderung durch die zum trennwirksamen Raum gehörige Raumseite des Wärme- tauschers erfolgt üblicherweise mittels wenigstens einer Pumpe.

Bei der Mehrzahl der von der absorptiven Abtrennung verschiedenen thermischen Ab- trennungen wird über den Umiaufwärmetauscher dem trennwirksamen Raum Wärme zugeführt. Dies erfolgt in den meisten Fällen ebenfalls auf indirektem Weg mittels eines Wärmeträgers, der in den trennwirksamen Raum niemals eintritt. D. h., lediglich eine der beiden Raumseiten des indirekten Wärmetauschers ist Bestandteil des trennwirk- samen Raums. Die andere befindet sich außerhalb und führt den Wärmeträger. Häufig wird soviel Wärme zugeführt, dass es in der zum trennwirksamen Raum gehörigen Raumseite des Wärmetauschers zu Siedeerscheinungen kommt.

In diesem Fall bezeichnet man den Umlaufwärmetauscher als einen Umlaufverdamp- fer. Die Stoffstromförderung durch die zum trennwirksamen Raum gehörige Raumseite des Wärmetauschers kann mittels einer Pumpe (Zwangsumlauf) und/oder durch Na- turumlauf erfolgen (letzterer erfolgt infolge des Unterschieds in der Massendichte zwi- schen erwärmtem und nicht erwärmtem Stoffstrom).

Insbesondere dann, wenn es sich bei dem erfindungsgemäßen thermischen Trennver- fahren um eine Rektifikation handelt, wird als Umlaufwärmetauscher ein Umlaufver- dampfer eingesetzt.

Prinzipiell können beim erfindungsgemäßen Verfahren als indirekte Umlaufwärmetau- scher alle bekannten indirekten Wärmetauschertypen verwendet werden. Vorzugswei- se werden sie so gewählt, dass das in ihnen vorgehaltene Flüssigphasenvolumen mi- nimal ist.

Im Fall eines Umlaufverdampfers kommen z. B. in die Trennkolonne integrierte Robert- Verdampfer (Naturumlaufverdampfer) in Betracht, wie es in Fig. 1 skizziert ist (1=Trennkolonne, 2=Heizdampf, 3=Heizdampfkondensat, 4=Sumpfaustrag, 5=Flüssigkeitsstand, 6=Verdampferrohr, 7=zentrales Fallrohr, 8=Umlaufrichtung).

Der Umlaufverdampfer kann aber auch ein aus der Trennkolonne ausgelagerter Zwangsumlaufverdampfer sein, wie ihn Fig. 2 zeigt (1 =Trennkolonne, 2=Umlaufpumpe, 3= Röhrenverdampfer, 4=Heizdampf, 5= Heizdampfkondensat, 6=Sumpfprodukt- entnahme, 7=Umlaufrichtung, 8=Trennvorrichtung, 9=Ausstrom, 10=Zustrom, 11 =Flüssigkeitsstand).

Selbstverständlich kann als Umlaufverdampfer aber auch ein Zwangsumlaufentspan- nungsverdampfer eingesetzt werden, wie ihn Fig. 3 schematisch zeigt (1=Trenn- kolonne, 2=Umlaufpumpe, 3=Drosselvorrichtung, 4= Röhrenverdampfer, 5=Heizdampf, 6= Heizdampfkondensat, 7=Sumpfproduktentnahme, 8= =Umlaufrichtung, 9=Trenn- vorrichtung, 10=Ausstrom, 11=Zustrom, 12=Flüssigkeitsstand). DerZwangsumiaufent- spannungsverdampfer ist im Unterschied zum Zwangsumlaufverdampfer von der Trennkolonne durch eine Drosselvorrichtung getrennt. Dem bei einem Druck Px befind- lichen flüssigen Inhalt der Trennkolonne wird kontinuierlich ein Teil entnommen und mittels einer Umlaufpumpe in die Zuströme eines z. B. Röhrenverdampfers (Rohrbün- delwärmeaustauscher) gepumpt. Um die innenliegenden Rohre des Röhrenverdamp- fers strömt ein Wärmeträger, z. B. Heizdampf (in der Regel unter Druck stehender Wasserdampf), dessen Temperatur oberhalb der Temperatur des Flüssiginhalts der Trennkolonne liegt. Auf dem Weg durch die Zu-und Ausströmrohre des Röhrenver- dampfers wird die entnommene Trennkolonnenflüssigkeit durch indirekten Wärmeaus- tausch auf eine Temperatur Ty erhitzt, die oberhalb der Temperatur des Flüssiginhalts der Trennkolonne liegt.

Eine Drosselvorrichtung trennt Röhrenverdampfer und Trennkolonne druckseitig und ermöglicht durch geeignete Wahl der Umlaufpumpenleistung die Einstellung eines o- berhalb von Px gelegenen Drosselvordrucks Py der oberhalb des zur Temperatur Ty

gehörigen Siededrucks Py der entnommenen Trennkolonnenflüssigkeit liegt. Durch vorstehende Maßnahmen wird ein Sieden des umgepumpten Trennkolonnenflüssig- keitsanteils in den Röhren des Röhrenverdampfers unterdrückt. Der umgepumpte An- teil der Trennkolonnenflüssigkeit wird in den Rohren des Röhrenverdampfers bezüglich des über dem flüssigen Inhalt der Trennkolonne herrschenden Druck Px vielmehr über- hitzt und der Siedeprozess so auf die Durchtrittseite der Drosselvorrichtung verlagert (d. h., der Inhalt der Röhren des Röhrenverdampfers liegt einphasig vor, der Röhren- verdampfer fungiert lediglich als Überhitzer. Der Durchtritt der überhitzten Flüssigkeit durch die Drosselvorrichtung in die Trennkolonne kann dabei unmittelbar in den flüssi- gen Inhalt der Trennkolonne (des Trennkolonnensumpfes) hinein erfolgen. Unter die- sen Bedingungen entspricht die Temperatur des flüssigen Inhalts des Trennkolonnen- sumpfes regelmäßig der zum über der Sumpfflüssigkeit herrschenden Druck Px gehö- rigen Siedetemperatur Tx.

Prinzipiell kann der Durchtritt der überhitzten Flüssigkeit durch die Drosselvorrichtung in die Trennkolonne aber auch oberhalb des Flüssigkeitsspiegels des Trennkolonnen- sumpfes erfolgen. Unter diesen Bedingungen liegt die Temperatur des flüssigen Inhalts des Trennkolonnensumpfes regelmäßig unterhalb der zum über der Sumpfflüssigkeit herrschenden Druck Px gehörigen Siedetemperatur Tx. Wesentlich ist, dass die Siede- verdampfungswirkung des außerhalb der Trennkolonne angebrachten Röhrenver- dampfes erst in der Trennkolonne, d. h., außerhalb des Umiaufverdampfers, eintritt.

Die Drosselung kann z. B. mechanisch (Blenden, Ventile) und/oder hydrostatisch (durch eine entsprechend hohe Sumpfsäule über der Durchtrittstelle der überhitzten Flüssig- keit) erfolgen.

Der Umlaufverdampfer kann aber auch ein Direktumlaufverdampfer sein, wie ihn bei- spielhaft Figur 4 zeigt, in den der außerhalb des trennwirksamen Raums erzeugte Wärmeträger hineingeführt und mit der zu verdampfenden Flüssigkeit in direkten Kon- takt gebracht wird.

Aus dem Sumpf 9 der Trennkolonne 8 wird Sumpfflüssigkeit entnommen und/oder von einem im unteren Teil der Trennkolonne gelegenen Sammelboden 1 wird Schwersie- derfraktion entnommen. Entweder eine oder beide Flüssigkeitsentnahmen werden dann in den Direktumiaufverdampfer 6 versprüht, in welchem sie z. B. mit dem eine höhere Temperatur aufweisenden Produktgasgemisch 2 einer Propen-und/oder Pro- panpartialoxidation als direktem Wärmeträger im Gleichstrom geführt und in direkten Wärmeaustausch mit selbigem gebracht und dabei wenigstens teilweise verdampft werden. Anschließend wird das gesamte Gemisch 10 in die Sumpfflüssigkeit (die Rückführung kann auch nicht getaucht erfolgen) der Trennkolonne rückgeführt und das daraus aufsteigende Gasgemisch in sich selbst aufsteigend fraktionierend kondensiert.

Die Förderung der der Trennkolonne entnommenen Flüssigkeiten erfolgt mittels Pum- pen 4,5. 3 ist die Sumpfproduktentnahme und 7 ist der Stand der Sumpfflüssigkeit.

Der Direktumiaufverdampfer ist in der Regel an trennwirksamen Einbauten frei und von zylindrischer Geometrie. Prinzipiell können die Gas-und die Flüssigphase aus dem Direktumlaufverdampfer auch räumlich getrennt in die Trennkolonne rückgeführt wer- den. Einen solchen Direktumiaufverdampfer zeigt schematisch Figur 5. Die Ziffern be- sitzen die gleiche Bedeutung wie in Figur 4.

10a ist die in die Trennkolonne rückgeführte Gasphase und 10b ist die in die Trennko- lonne rückgeführte Flüssigphase. 11 ist der Flüssigkeitsstand im Direktumlaufverdamp- fer.

Die Trennkolonne kann entweder an trennwirksamen Einbauten frei sein, oder trenn- wirksame Einbauten enthalten, wobei zur Durchführung des erfindungsgemäßen Ver- fahrens prinzipiell alle in dieser Schrift bereits genannten trennwirksamen Einbauten für sich oder gegebenenfalls mit anderen trennwirksamen Einbauten gemeinsam in Be- tracht kommen.

Als schüttbare Füllkörper kommen dabei z. B. Raschig-Glasringe, Sattelkörper, Ma- schendrahtringe, V2A-Wendeln, Pall-Ringe und Stedman-Körper sowie Füllkörper der zweiten, dritten und vierten Generation in Betracht.

Als Einsatzfüllkörper, deren Durchmesser im wesentlichen dem Kolonneninnendurch- messer gleicht, kommen Packungen der unterschiedlichsten Art in Betracht. Dabei handelt es sich in der Regel um durchlässige, großoberflächige dreidimensionale Me- tall-, Kunststoff-und/oder Keramiknetzwerke.

Handelt es sich beim erfindungsgemäßen thermischen Trennverfahren um eine frakti- onierende Kondensation des Gasgemisches einer ein-oder zweistufigen heterogen katalysierten partiellen Oxidation von Propen und/oder Propan zu Acrylsäure, ist die Trennkolonne vorzugsweise eine solche, die, von unten nach oben, zunächst Dual- Flow-Böden und im Anschluss daran hydraulisch abgedichtete Querstromböden (z. B.

Thormann0-Böden oder modifizierte Thormann-Böden) als trennwirksame Einbauten enthält, wie es die DE-A 19924532, die DE-A 10243625 und die DE-A 10 247 240 empfehlen.

Die Anzahl der theoretischen Trennstufen beträgt dabei zweckmäßig 15 bis 30 und vorzugsweise 20. Der Verdampfer ist dabei zweckmäßig ein Direktumlaufverdampfer wie vorstehend beschrieben. Wird in die Kondensationskolonne noch ein Sauerwas- serquench integriert, so kommen für diesen Bereich der Kondensationskolonne als

trennwirksame Einbauten bevorzugt Ventilböden in Betracht, wie es die DE-A 19924532, die DE-A 10243625 und die DE-A 10 247 240 beschreiben.

Gemäß der allgemeinen Formel für tges wird tges beim erfindungsgemäßen Verfahren dann klein, wenn bei großem mi gleichzeitig ms ; möglichst klein ist. D. h., das erfin- dungsgemäße Ziel lässt sich u. a. dadurch erreichen, dass man bei im wesentlichen gleichen Stoffströmen und theoretischen Trennstufen die im trennwirksamen Raum im stationären Betriebszustand insgesamt vorgehaltene Flüssigphase minimiert und dies vor allem in denjenigen Volumenelementen, in denen die Flüssigphase eine besonders hohe Temperatur aufweist und deren Minimierung die Anzahl der theoretischen Trenn- stufe nicht mindert. Unter anderem stehen dazu die nachfolgenden Möglichkeiten zur Verfügung. Eine erste Möglichkeit besteht darin, die Rohrquerschnitte der Rohrleitun- gen des trennwirksamen Raums durch die (Meth) acrylmonomere enthaltende Flüssig- phase geführt wird, auf Kosten eines gewissen Druckverlustes (bei gleichem Volumen- strom) zu verkleinern und die Rohrlänge minimal zu gestalten.

Bei einer wie beschrieben durchzuführenden fraktionierenden Kondensation ist es im Sinne der vorliegenden Erfindung vorteilhaft, wenn außer einem Direktumlaufverdamp- fer kein weiterer Umlaufwärmetauscher zum trennwirksamen Raum gehört.

D. h., anders als in Fig. 1 und Fig. 2 der DE-A 19924533 bzw. in der Fig. Der DE- A 19924532 und anders als in der DE-A 10 247 240 empfohlen, würde man erfin- dungsgemäß bevorzugt auf den Umlaufwärmetauscher 8 der vorerwähnten Figuren vollständig verzichten und die Verdampfungswärme ausschließlich aus dem Produkt- gasgemisch der Partialoxidation (von z. B. Propen und/oder Propan zu Acrylsäure) be- ziehen. Einen Direktumlaufverdampfer wird man erfindungsgemäß bevorzugt nicht wie in Fig. 5 skizziert sondern wie in Fig. 4 skizziert gestalten, bei dem das Gemisch aus Gas und Flüssigkeit unmittelbar als Zweiphasensystem in die Trennkolonne geführt wird, was im Unterschied zur Verfahrensführung gemäß Figur 5 die Ausbildung von zusätzlichem Flüssigkeitsstand (mit erhöhter Einzelverweilzeit) vermeidet. Gleichzeitig wird man den Querschnitt des Direktumlaufverdampfers bei gleicher Umlaufmenge (der Direktumlaufverdampfer fungiert gleichzeitig als Direktkühler für das Produktgas- gemisch der Partialoxidation ; aus wärmebilanztechnischen Gründen ist eine bestimmte Mindestumlaufmenge erforderlich) minimal halten, um so die im System des trennwirk- samen Raums insgesamt vorgehaltene Flüssigphasemenge minimal zu halten.

Enthält der trennwirksame Raum als trennwirksame Einbauten Stoffaustauschböden, wird man als solche Stoffaustauschböden erfindungsgemäß vorteilhaft Siebböden, besonders bevorzugt Regensiebböden (Dual-Flow-Böden) einsetzen. Da letztere keine Übertaufwehre aufweisen, sind sie mit besonders geringem Flüssigkeitsstand betreib-

bar und erfindungsgemäß gegenüber hydraulisch abgedichteten Querstromböden be- vorzugt. Letztere wird man nur dann einsetzen, wenn die mit Regensiebböden erziel- bare Trennwirkung nicht ausreichend ist.

Umfasst der trennwirksame Raum Sammelböden (z. B. als Bestandteil der Trennkolon- ne), von denen z. B. abgetrennter flüssiger Stoffstrom aus dem trennwirksamen Raum herausgeführt werden kann (z. B. in den Lagertank oder in den Umiaufwärmetauscher), wird man diese erfindungsgemäß mit möglichst geringem Flüssigkeitsstand betreiben.

Dies wird beispielsweise dadurch ermöglicht, dass man auf den Sammelböden Ver- drängungskörper aufbringt. Diese erlauben ein erhöhtes Flüssigkeitsniveau bei verrin- gertem Flüssigkeitsvolumen.

Entsprechende Verdrängungskörper erweisen sich beim erfindungsgemäßen Verfah- ren in der Regel auch in den Sumpfsegmenten (Sumpfräumen) der Trennkolonnen als vorteilhaft. Dies sind in der Regel jene Raumanteile, die sich geometrisch unterhalb der untersten trennwirksamen Einbauten befinden. Vor allem im Fall einer Rektifikation als erfindungsgemäßem Trennverfahren wird aus den Sumpfsegmenten regelmäßig Sumpfflüssigkeit abgezogen, um selbige beispielsweise Zwangsumiaufwärmetau- schern zuzuführen. Gleichzeitig befindet sich die Sumpfflüssigkeit im Regelfall im Sie- dezustand.

Um zu vermeiden, dass die beim Zwangsumiaufwärmetauscher zur Zwangsförderung erforderliche Pumpe z. B. im Fall von Betriebsstörungen zuviel Gas zieht (dies mindert in der Regel die Förderleistung der Pumpe und kann in ungünstigen Fällen deren Zer- störung verursachen, da die Pumpe im Normalfall lediglich für eine Flüssigkeitsförde- rung ausgelegt ist) wird im Sumpfsegment üblicherweise eine Sicherheitsflüssigkeits- höhe, ein Sicherheitsflüssigkeitsstand, eingestellt.

Diese Sicherheitshöhe ist erfindungsgemäß dadurch vorteilhaft mit verringertem Sumpfvolumen erreichbar, dass man im Sumpfraum Verdrängungskörper anbringt oder den Sumpfraum einzieht, wie es z. B. Figur 6 zeigt. Selbstredend kann diese Min- derung des Sumpfvolumens beim erfindungsgemäßen Verfahren ganz generell ange- wendet werden.

Sie ist erfindungsgemäß in jedem Fall gegenüber solchen Lösungen vorzuziehen, wie sie Figur 7 zeigt, wo zwischen Pumpe und Kolonnensumpf aus Sicherheitsgründen ein Sumpfflüssigkeitspuffergefäß geschaltet ist. Beim erfindungsgemäßen Verfahren mit- verwendete Pumpen werden zweckmäßig so gewählt, dass sie eine möglichst geringe Flüssigphasenmenge vorhalten.

Die Bestimmung der Temperaturen Ti ist beim erfindungsgemäßen Verfahren in einfa- cher Weise durch experimentelle Bestimmung zugänglich (z. B. mittels in geeigneter Weise angebrachten Thermoelementen).

Prinzipiell ist die Wahl der Volumenelemente i beim erfindungsgemäßen Verfahren beliebig und beeinflusst das Ergebnis für tges im wesentlichen nicht. In vielen Fällen gibt es jedoch eine besonders zweckmäßige Auswahl der Volumenelemente i.

Im Fall von Stoffaustauschböden mit Zwangsführung wird in zweckmäßiger Weise als Volumenelement i dasjenige Volumenelement gewählt, das den Flüssigkeitsstand auf dem Stoffaustauschboden und den Zulauf zum darunter liegenden Stoffaustauschbo- den erfasst, wie es in Fig. 8 schematisch durch die schraffierte Fläche dargestellt ist. 1 ist die Zuflussstelle zum Volumenelement, 2 ist die Ausflussstelle aus dem Volumen- element, 3 ist das Überlaufwehr, 4 ist die Kolonnenwand und 5 ist der die Durchtrittstel- len aufweisende Stoffaustauschboden (6 = Flüssigkeitsstand im Ablauf-bzw. Zulauf- schacht). ms lässt sich z. B. dadurch bestimmen, dass im Betrieb befindlich Zufluss-und Aus- flussstelle simultan geschlossen werden und nachfolgend die im Volumenelement i enthaltene Flüssigphasenmasse mi bestimmt wird. Mittels chemischer Gehaltsanalyse resultiert aus mi schließlich msj. rnj lässt sich z. B. dadurch ermitteln, dass man in den Ablaufschacht einen Fangboden einbaut, den demselben zugeführten Flüssigkeits- strom aus der Trennkolonne herausführt, bestimmt, und unterhalb der Ausfuhrstelle (Ausflussstelle) in den Ablaufschacht rückführt (vgl. Figur 9 ; 1 =Kolonnenwand ; 2=Ablaufschacht ; 3=Fangboden ; 4= Förderpumpe ; 5=Strommessung). Alternativ kann man mj bei Kenntnis von mi auch dadurch bestimmen, dass man an der Zuflussstelle einen Tracer aufgibt und dessen Auftreten an der Ausflussstelle über die Zeit verfolgt.

Letzteres kann z. B. dadurch erfolgen, dass man an der Stelle mit der Ziffer 7 in Figur 8 kontinuierlich eine kleine Probe entnimmt. Die Traceraufgabestelle wäre zweckmäßi- gerweise die Stelle mit der Ziffer 8 in Figur 8.

Im Fall von Regensiebböden kann in entsprechender Weise vorgegangen werden. Hier wird in zweckmäßiger Weise als Volumenelement i dasjenige Volumenelement ge- wählt, das den Flüssigkeitsstand auf dem Stoffaustauschboden und den Raum unter- halb des Stoffaustauschbodens bis zur beginnenden Oberfläche des Flüssigkeits- stands des nachfolgenden Stoffaustauschbodens erfasst.

Um in diesem Fall m zu ermitteln, kann oberhalb des Siebbodens wiederum ein Fang- boden angebracht werden. Von diesem wird die zulaufende Flüssigkeitsmenge her-

ausgeführt, der entsprechende Strom bestimmt und anschließend erfolgt unmittelbar oberhalb des Siebbodens die Rückführung (vgl. Figur 10 ; 1=Regensiebboden ; 2=Fangboden ; 3=Förderpumpe ; 4=Strommessung).

Die auf dem Regensiebboden befindliche Flüssigkeitsmenge kann beispielsweise mit- tels einer Differenzdruckmessung gemäß Figur 11 bestimmt werden (U-Rohr-Mano- meter-Methode). Infolge Ap = fg hL (hL=1 in Fig. 11), wobei die Massendichte der Flüssigphase, g die Erdbeschleunigung und hL der Flüssigphasenstand auf dem Re- gensiebboden ist, lässt sich hL unmittelbar ablesen und die Flüssigkeitsmenge auf dem Regensiebboden errechnen.

Die Flüssigkeitsmenge zwischen zwei Regensiebböden lässt sich dadurch bestimmen, dass man die beiden Regensiebböden simultan verschließt und die sich auf dem unte- ren Boden ansammelnde Flüssigkeitsmenge bestimmt. Mittels chemischer Analyse ergibt sich aus mi schließlich msj.

In völliger Entsprechung resultiert m, i im Kolonnensumpf aus der durch Ablauf ermittel- ten Sumpfstandmenge sowie Analyse der Zusammensetzung der Surnpfflüssigkeit. rhi lässt sich bei standgeregeltem Sumpf unmittelbar durch Messung ermitteln. Für die Umlaufpumpe gilt das gleiche und der Umlaufwärmetauscher kann ebenso behandelt werden. Kolonnenabschnitte mit schüttbaren Füllkörpern oder mit Einsatzfüllkörpern sind analog behandelbar wie Stoffaustauschbodenvolumenelemente.

Innerhalb einer Trennkolonne lassen sich die msj-und mj-Werte aber auch in sehr guter Näherung halbempirisch bestimmen (vgl. z. B. Johann Stichlmair ; Grundlagen der Di- mensionierung des Gas/Flüssigkeit-Kontaktapparates, Bodenkolonne, Verlag Chemie (1978) und Technische Fortschrittsberichte, Bd. 61, Grundlagen der Dimensionierung von Kolonnenböden, von Dr.-Ing. Klaus Hoppe und Dr.-Ing. Manfred Mittelstrass, Mag- deburg, Verlag Theodor Steinkopff, Dresden (1967)).

Dazu wird zunächst z. B. über die verschiedenen Stoffaustauschböden die jeweilige Bodentemperatur ermittelt. Dann wird die Zusammensetzung von Zuläufen und Abläu- fen aus der Trennkolonne bestimmt. Über das Raoult'sche Gesetz (Dampf-Flüssig- Gleichgewicht) kombiniert mit Massen-Energie-Bilanzen lassen sich dann die Konzent- rationsverläufe in der Kolonne errechnen. Aus diesen resultieren dann die benötigten Flüssigkeits-und Gasmengenströme. Die msj-Werte lassen sich wie folgt ermitteln.

Zunächst wird in separaten Versuchen (von unten wird mit Gas beströmt und von oben wird Flüssigkeit aufgegeben) das hydrodynamische Verhalten der trennwirksamen Ein- bauten, z. B. der Stoffaustauschböden, ermittelt. Daraus erwachsen die mi-Werte, aus denen mittels der Konzentrationsverläufe schließlich die ms,-Werte folgen.

Das überraschende Ergebnis der erfindungsgemäßen Verfahrensweise besteht darin, dass sich durch ein Absenken von unter ansonsten im wesentlichen gleichbleiben- den Randbedingungen sowohl die Raum-Zeit-Ausbeute als auch der Anreicherungs- grad verbessern lassen.

Selbstverständlich kann die erfindungsgemäße Verfahrensweise mit einer Verfahrens- weise kombiniert werden, die eine Rückspaltung der Michel-Addukte integriert enthält.

An einigen Stellen dieser Schrift wurden beispielhaft Ausführungen spezifisch auf Ac- rylsäure als (Meth) acrylmonomeres bezogen. Diese Ausführungen besitzen aber in der Regel auch für die anderen (Meth) acrylmonomeren Gültigkeit.

Wie im nachfolgenden Ausführungsbeispiel gezeigt wird, gestattet es die erfindungs- gemäße Verfahrensweise bei einem tgeS-Wert von s10 h sogar, aus dem Produktgas- gemisch einer (ein-oder zweistufigen) heterogen katalysierten Propen-und/oder Pro- panpartialoxidation zu Acrylsäure, dessen Acrylsäuregehalt 5 bis 15 Gew.-% beträgt, eine rohe Acrylsäure abzutrennen, deren Acrylsäuregehalt bei Werten von 295 Gew. - % liegt.

Das dabei anzuwendende thermische Trennverfahren umfasst den kontinuierlichen stationären Betrieb einer thermischen Trennvorrichtung, die als trennwirksamen Raum einen solchen mit trennwirksamen Einbauten umfasst, wie ihn schematisch Figur 12 zeigt.

Er besteht aus einer Trennkolonne 28 (die als trennwirksame Einbauten nur Stoffaus- tauschböden enthält ; bei diesen handelt es sich von unten nach oben zunächst um Dual-Flow-Böden und im Anschluß daran um hydraulisch abgedichtete Querstrom- böden, die abschließend von Ventilböden abgelöst werden ; zusätzlich enthält die Trennkolonne noch Sammelböden), einem an Einbauten freien Direktumlaufverdamp- fer 1 der mittels einer Pumpe 7 und einer Pumpe 29 fördert sowie Rohrleitungen 6,6', 3, 3' und 2. Eine ausführlich Beschreibung einer solchen Trennkolonne findet sich in den Schriften DE-A 19 924 532, DE-A 10 247 240 und DE-A 10 243 625. Die Anzahl der theoretischen Trennstufen beträgt anwendungstechnisch zweckmäßig 15 bis 30 und vorzugsweise 20. Alle Elemente jenseits dieses trennwirksamen Raums können zwar Bestandteil der insgesamt angewandten thermischen Trennvorrichtung sein. Sie gehören jedoch nicht dem erfindungsgemäßen Bilanzraum, dem erfindungsgemäß zu betrachtenden trennwirksamen Raum, an. Eine Erweiterung desselben erhöht tges und trägt zur zu betrachtenden thermischen Abtrennung nicht bei. Vom erfindungsgemäßen Verfahren wird also bereits dann Gebrauch gemacht, wenn das insgesamt angewandte thermische Trennverfahren ein erfindungsgemäßes Verfahren umfasst. Das aufzutren-

nende Produktgasgemisch der (ein-oder zweistufigen) heterogen katalysierten Pro- pen-und/oder Propanpartialoxidation zu Acrylsäure ist gleichzeitig direkte Wärmequel- le des Direktumlaufverdampfers.

Das nachfolgende Beispiel und Vergleichsbeispiel erläutern die vorliegende Erfindung beispielhaft ohne Beschränkung ihrer Allgemeingültigkeit. Ganz generell enthalten die beim erfindungsgemäßen Verfahren auftretenden (Meth) acrylmonomere umfassenden Flüssigphasen in an sich bekannter Weise Polymerisationsinhibitoren zugesetzt.

Beispiel und Vergleichsbeispiel (die numerischen Adressen beziehen sich auf Figur 12 ; der in Figur 12 grau schraffiert unterlegte Bereich ist der zu betrachtende trennwirksa- me Raum) Vergleichsbeispiel (beschrieben wird der stationäre Zustand ; geeignete Materialien sind z. B. Edelstahl der Sorten 1.4539 bzw. 1.4571) Aus einer heterogen katalysierten Gasphasenpartialoxidation von Propylen der Rein- heit"polymer gradeZ wurde ein eine Temperatur von 270°C aufweisendes Produktgas- gemisch der nachfolgenden Gehalte erhalten : 11,80 Gew. % Acrylsäure, 0,264 Gew. -% Essigsäure, 5,0984 Gew.-% Wasser, 0,0275 Gew. -% Ameisensäure, 0,0989 Gew.-% Formaldehyd, 0,1473 Gew. -% Acrolein, 0,0028 Gew. -% Propionsäure, 0,0033 Gew.-% Furfurale, 0,0014 Gew.-% allylacrylat, 0, 0005 Gew.-% Allylformiat, 0,0038 Gew. -% Benzaldehyd, 0,1350 Gew. % Maleinsäureanhydrid, 0,0112 Gew. -% Benzoesäure, 0,0147 Gew.-% Phthalsäureanhydrid, 4,0324 Gew. -% Sauerstoff, 1,8067 Gew. -% Kohlendioxid, 0,5904 Gew.-% Kohlenmonoxid, 0,5520 Gew. -% Propan, 0,2696 Gew.-% Propylen, und 75,1399 Gew. -% Stickstoff.

Weitere Bestandteile werden nicht detektiert. Das Produktgasgemisch (170008 kg/h) wird in einem im Gleichstrom betriebenen Direktumlaufwärmetauscher 1 auf eine Tem- peratur von 120, 2°C abgekühlt. Der im Gleichstrom betriebene Direktumlaufwärmetau- scher 1 ist frei von Einbauten. Er weist eine zylindrische Form auf. Sein Durchmesser beträgt 2,2 m und seine Höhe beträgt 15,5 m. Die im Direktumiaufverdampfer 1 zu er- hitzende Flüssigphase ist ein Gemisch aus dem Sumpfraum 5 entnommener Sumpf- flüssigkeit und aus Schwersiederfraktion, die dem den Sumpfraum 5 der Trennkolonne 28 abschließenden ersten Fangboden 10 entnommen wird.

Die Menge der in den Direktumlaufwärmetauscher 1 geführten Sumpfflüssigkeit beträgt 247305 kg/h und weist folgende Gehalte auf (Massendichte = 989, 22 kg/m3) : 27,2977 Gew. -% Acrylsäure, 0,1446 Gew. -% Essigsäure, 0,6007 Gew. -% Wasser, 0,0069 Gew.-% Ameisensäure, 0,0007 Gew.-% Formaldehyd, 0,0087 Gew. -% Acrolein, 0,0149 Gew. -% Propionsäure, 0,2041 Gew. -% Furfurale, 0, 0008 Gew.-% Allylacrylat, 0,0001 Gew. -% Allylformiat 0,2490 Gew. -% Benzaldehyd, 4,4377 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 0,7354 Gew. -% Benzoesäure, 0,9605 Gew. -% Phthalsäureanhydrid, 19,5513 Gew.-% Diacrylsäure, 40,1375 Gew.-% Polyacrylsäure (Michael-Addukt), 0,4855 Gew.-% Phenothiazin, 0, 5560 Gew.-% Monomethyiether des Hydrochinons (MEHQ), 4,6079 Gew. -% sonstige hochsiedende Bestandteile, und 0,0002 Gew.-% Sauerstoff.

Die Temperatur der Sumpfflüssigkeit beträgt 118, 3°C. Der Dampfdruck liegt bei 1,48 bar. Die Menge der in den Direktumlaufverdampfer 1 geführten Schwersiederfrak- tion beträgt 63009 kg/h und enthält folgende Gehalte (Massendichte = 969,94 kg/m3) : 90,4867 Gew.-% Acrylsäure, 0,3672 Gew. -% Essigsäure,

1,4207 Gew.-% Wasser, 0,0142 Gew. -% Ameisensäure, 0, 0016 Gew.-% Formaldehyd, 0,0109 Gew. -% Acrolein, 0, 0535 Gew. -% Propionsäure, 0,6232 Gew.-% Furfurale, 0,0025 Gew. -% Allylacrylat, 0,0002 Gew. -% Allylformiat, 0,5317 Gew.-% Benzaldehyd, 4, 9046 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 0,0401 Gew. -% Benzoesäure, 0,0344 Gew. -% Phthalsäureanhydrid, 1,4102 Gew. -% Diacrylsäure, 0,0201 Gew. -% Phenothiazin, 0,0779 Gew. -% MEHQ, und 0,0004 Gew. -% Sauerstoff.

Die Temperatur der Schwersiederfraktion beträgt 100, 4°C. Der Dampfdruck liegt bei 1,48 bar.

Die Zufuhr der Schwersiederfraktion in den Direktumlaufverdampfer 1 erfolgt über eine Rohrleitung 3 des Durchmessers 150 mm und einer Länge von 10 m zu einer Kreisel- pumpe 29 (Flüssigkeitsinhalt : 50 I) und von dort über eine Rohrleitung 3'des Durch- messers 150 mm und einer Länge von 15 m in den Direktumiaufverdampfer 1 (alterna- tiv könnte die Schwersiederfraktion auch durch Überlauf in den Sumpfraum geführt und als Bestandteil der Sumpfflüssigkeit in den Direktumiaufverdampfer geführt werden).

Die Sumpfflüssigkeit, die dem Sumpfraum 5 entnommen wird, wird in einer Menge von 249905 kg/h über eine Rohrleitung 6 mit einem Durchmesser von 300 mm und einer Länge von 10 m einer Kreiselpumpe 7 (Flüssigkeitsinhalt : 100 I) zugeführt und von dort in einer Menge von 247305 kg/h über eine Rohrleitung 6'von 10 m Länge und 300 mm Durchmesser (Rohrleitungsdurchmesser meinen hier stets den Innendurchmesser) in den Direktumiaufverdampfer 1 geführt. 2300 kg/h der entnommenen Sumpfflüssigkeit werden der Rückspaltung zugeführt und 300 kg/h der entnommenen Sumpfflüssigkeit werden dem im folgenden noch zu beschreibenden Quenchkreis I zugeführt, um die- sen gegen unerwünschte Polymerisation zu inhibieren (in beiden Fällen erfolgt die Zu- führung über die Rohrleitung 8). Das Gemisch aus Sumpfflüssigkeit und Schwersieder- fraktion wird im Direktumiaufverdampfer über eine Meisterdüse (Pralldüse gemäß WO 02/50011) versprüht.

Das den Direktumlaufverdampfer 1 mit einer Temperatur von 120, 2°C verlassende Zweiphasengemisch wird über die Rohrleitung 2 (Durchmesser : 1500 mm ; Länge : 10 m) in den Sumpfraum 5 rückgeführt.

Der Druck im Sumpfraum 5 und im Direktumlaufverdampfer 1 beträgt 1,48 bar. Die Höhe der Trennkolonne 28 (eine Kolonne zur fraktionierenden Kondensation, die als trennwirksame Einbauten nur Stoffaustauschböden enthält ; bei diesen handelt es sich von unten nach oben zunächst um Dual-Flow-Böden und im Anschluß daran um hyd- raulisch abgedichtete Querstromböden (Thormann-Böden), die abschließend von Ven- tilböden abgelöst werden) beträgt 54,3 m.

Der Innendurchmesser der Trennkolonne 28 beträgt im Bereich der Thormann-Böden 6,5 m und ansonsten 6,0 m.

Die Rückspaltvorrichtung (die z. B. nicht zum trennwirksamen Raum gehört), der die 2300 kg/h der aus dem Sumpfraum 5 entnommenen Sumpfflüssigkeit zugeführt wer- den, besteht aus einem Zwangsumiaufentspannungsverdampfer und einer auf diesen nahtlos aufgesetzten Dual-Flow-Boden Rektifikationskolonne. Die Anzahl der Dual- Flow-Böden beträgt 50.

Der Zwangsumiaufentspannungsverdampfer besteht aus einem Spaltkessel, einem Wärmetauscher, einer Pumpe und den zugehörigen Rohrleitungen. Der Sumpfaustrag aus dem Spaltkessel wird über eine Rohrleitung einer Kreiselpumpe zugeführt, die ihn einem Rohrbündelwärmetauscher zuleitet. Anschließend wird ein Teil der erhitzten Flüssigkeit über eine Rohrleitung in den Spaltkessel zurückgefahren. Der andere Teil der erhitzten Flüssigkeit wird Viskositäts- (bevorzugt), Dichte-oder Temperatur- geregelt in einen im folgenden zu beschreibenden Behälter gefahren, in welchem Me- thanol zugemischt wird.

Ebenso wie die Trennkolonne 28 ist die Rektifikationskolonne gegen die Umgebung isoliert. Der Innendurchmesser der Rektifikationskolonne beträgt über alle Dual-Flow- Böden einheitlich 2, 4 m. Ihre Höhe liegt bei 27 m. Die Dual-Flow-Böden sind in der Rektifikationskolonne äquidistant (400 mm) angeordnet. Ihr Öffnungsverhältnis beträgt einheitlich 12 %. Von unten nach oben betrachtet beträgt der Lochdurchmesser der ersten acht Dual-Flow-Böden einheitlich 25 mm (Lochanordnung entsprechend stren- ger Dreiecksteilung und der Lochdurchmesser aller nachfolgenden Dual-Flow-Böden liegt einheitlich bei 14 mm (Lochanordnung ebenfalls entsprechend strenger Dreiecks- teilung). Die Zufuhr der der Rückspaltung zu unterwerfenden Sumpfflüssigkeit erfolgt auf den achten Dual-Flow-Boden (von unten).

Dem Spaltgefäß des Zwangsumlaufentspannungsverdampfers werden 20000 kg/h von am Kopf der Kondensationskolonne abgeführtem, nachfolgend überhitztem und komp- rimierten Kreisgas (als Unterstützungsgas) zugeführt (Druck = 2, 9 bar ; Temperatur = 160°C).

Die Gehalte des Kreisgases lauten : 0,2288 Gew. -% Acrylsäure, 0,0885 Gew.-% Essigsäure, 2,6689 Gew. -% Wasser, 0,0052 Gew. -% Ameisensäure, 0,1724 Gew.-% Acrolein, 0,0002 Gew. -% Propionsäure, 0,0003 Gew.-% Furfurale, 0,0012 Gew. -% Allylformiat, 4,7392 Gew. -% Sauerstoff, 2,1235 Gew. -% Kohlendioxid, 0,6939 Gew.-% Kohlenmonoxid, 0,6487 Gew. -% Propan, 0,3169 Gew. -% Propylen und 88, 3123 Gew. -% Stickstoff.

Dem Spaltgefäß des Zwangsumiaufentspannungsverdampfers werden stetig 522963 kg/h Flüssigphase mit einer Temperatur von 161 °C bei einem Druck von 1,71 bar entnommen. Davon werden 522246 kg/h nach Durchlaufen des Wärmetau- schers mit einer Temperatur von 166°C und einem Druck von 3 bar in das Spaltgefäß rückgeführt. Die anderen 717 kg/h davon werden entgast und mit Methanol verdünnt der Rückstandsverbrennung zugeführt.

Die im Spaltgefäß sich bildenden Spaltgase werden durch das zugeführte Unterstüt- zungsgas in die aufsitzende Rektifikationskolonne gefördert und steigen in dieser in absteigender Rücklaufflüssigkeit auf.

Aus dem Kopf der Rektifikationskolonne wird in einer Menge von 33129 kg/h ein Gas- gemisch (umfassend Kreisgas und Spaltgas) mit einer Temperatur von 99, 8°C und einem Druck von 1,60 bar herausgeführt und einem im Gleichstrom betriebenen Sprüh- kühler (Quenchkreis I) durch direkte Kühlung auf eine Temperatur von 63, 3°C abge- kühlt und partiell kondensiert.

Das nach der Direktkühlung verbleibende Gasgemisch wird in einer Menge von 21883 kg/h mit nachfolgenden Gehalten über die Leitung 9 in den Sumpfraum 5 der Kondensationskolonne 28 rückgeführt (nicht getaucht) : 8,7215 Gew. -% Acrylsäure, 0,0976 Gew. -% Essigsäure, 2, 5067 Gew. -% Wasser, 0,0056 Gew. -% Ameisensäure, 0,0001 Gew. -% Formaldehyd, 0,1584 Gew.-% Acrolein, 0,0019 Gew.-% Propionsäure, 0,0017 Gew. -% Furfurale, 0,0001 Gew. -% Allylacrylat, 0,0011 Gew. -% Allylformiat, 0,0004 Gew.-% Benzaldehyd, 0,0039 Gew. -% Maleinsäureanhydrid, 4,3313 Gew. -% Sauerstoff, 1,9407 Gew. -% Kohlendioxid, 0,6342 Gew. -% Kohlenmonoxid, 0,5929 Gew. -% Propan, 0, 2896 Gew.-% Propylen und 80,7122 Gew. -% Stickstoff.

Als Quenchflüssigkeit I wird ein Gemisch aus den 300 kg/h dem Sumpfraum 5 ent- nommener Sumpfflüssigkeit und bei der Direktkühlung im Quenchkreis I gebildetem Kondensat verwendet. 104207 kg/h dieses Gemisches werden durch indirekte Kühlung auf 32°C abgekühlt und im Sprühkühler I des Quench I versprüht. 11546 kg/h dessel- ben Gemisches werden mit einer Temperatur von 63, 3°C auf den obersten Dual-Flow- Boden der dem Spaltgefäß aufsitzenden Rektifikationskolonne als Rücklaufflüssigkeit rückgeführt.

Die Zusammensetzung der Quenchflüssigkeit I lautet : 93,7485 Gew. -% Acrylsäure, 0,4937 Gew. -% Essigsäure, 3,7513 Gew. -% Wasser, 0,0143 Gew. -% Ameisensäure, 0,0328 Gew. -% Acrolein, 0,0207 Gew. -% Propionsäure, 0,0240 Gew. -% Furfural,

0,0005 Gew.-% Allylacrylat, 0,0017 Gew. -% Allylformiat, 0,0099 Gew. -% Benzaldehyd, 0,1591 Gew. -% Maleinsäureanhydrid, 0,0192 Gew.-% Benzoesäure, 0,0250 Gew. -% Phthalsäureanhydrid, 0,5083 Gew. -% Diacrylsäure, 1,0429 Gew. -% Polyacrylsäure, 0,0126 Gew. -% Phenothiazin, 0,0146 Gew.-% MEHQ, 0,1198 Gew. -% sonstige hochsiedende Bestandteile, und 0,0011 Gew. -% Sauerstoff.

In den Sumpfraum 5 der Kondensationskolonne 28 ist ein Zentrifugaltropfenabscheider integriert, der verhindert, dass Tröpfchen der Sumpfflüssigkeit aus dem Sumpfraum heraus nach oben mitgerissen werden. Am unteren Ende des Sumpfraums 5 ist ein sogenannter Chinesen-Hut zur verbesserten Gas/Flüssig-Trennung installiert. Die Flüs- sigphasenvorhaltemenge (der Flüssigkeitsholdup) im System aus Sumpfraum 5, Rohr- leitung 6 zur Umlaufpumpe 7, Umlaufpumpe 7, Rohrleitung 6'von der Umlaufpumpe 7 zum Direktumlaufverdampfer 1, Direktumlaufverdampfer 1 und Rohrleitung 2 vom Di- rektumlaufverdampfer 1 in den Sumpfraum 5 beträgt 80 m3.

Der Sumpfraum der Trennkolonne 28 ist, wie bereits erwähnt, auf einer Kolonnenhöhe (wie alle Höhen vom Sumpfboden aus gerechnet) von 7,80 m durch einen ersten Fangboden 10 (Sammelboden, Kaminboden mit 16 etwa gleichverteilten bedachten Kaminen ; Kamindurchmesser : 600 mm ; Kaminhöhe : 1 m) abgeschlossen.

Der Sammelboden 10 ist doppelwandig mit 2°Gefälle nach Innen und mit zentraler Ab- zugstasse und Abzugsstutzen (DN-200) gestaltet. Der freie Gasquerschnitt beträgt ca.

30%.

Von diesem ersten Fangboden werden, wie bereits erwähnt, 63009 kg/h Flüssigkeit entnommen (T = 100, 4°C, p = 1,48 bar) und mittels der Kreiselpumpe 29 in den Direkt- umlaufverdampfer 1 geführt. Das Flüssigkeitsvolumen auf dem Fangboden 10 beträgt 2 m3 (der Flüssigkeitsholdup im System aus diesem Flüssigkeitsvolumen auf dem Fangboden 10, Rohrleitung 3 zur Umlaufpumpe 29, Umlaufpumpe 29 und Rohrleitung 3'von der Umlaufpumpe 29 zum Direktumlaufverdampfer 1 beträgt 3 m3).

2,0 m oberhalb des ersten Fangbodens 10 befindet sich der erste (11) von zunächst 15 Dual-Flow-Böden. Diese Dual-Flow-Böden (Lochdurchmesser einheitlich 14 mm, Lochanzahl einheitlich 33678, Öffnungsverhältnis einheitlich 18%) sind äquidistant an-

gebracht mit einem Bodenabstand von 380 mm. Die Durchtrittsöffnungen bestehen aus kreisrunden Öffnungen des einheitlichen Durchmessers von 14 mm, wobei der Stanz- grat in der Trennkolonne nach unten zeigt. Die Anordnung der Mittelpunkte der Durch- trittskreise folgt einer strengen Dreiecksteilung.

Derfünfzehnte Dual-Flow-Boden (12) ist als Verteilerboden gestaltet. Zu diesem Zweck sind über ihm zwei Einsteckrohre (DN-150) mit 40 Auslaufbohrungen (Durch- messer : 15 mm) je Einsteckrohr angebracht.

Die erste Serie von Dual-Flow-Böden wird mit einem zweiten Fangboden 14 (Sammel- boden ; Kaminboden mit 16 ca. gleichmäßig verteilten bedachten Kaminen ; Kaminhöhe ca. 1,70 m, zentrale Abzugstasse mit seitlichen Abzugsstutzen (DN-250), freier Gas- querschnitt von-30 %) gemäß WO 03 047714 abgeschlossen, der 1,50 m oberhalb des letzten Dual-Flow-Bodens untergebracht ist.

Von diesem zweiten Fangboden 14 wird über die Leitung 15 bei 1,47 bar kontinuierlich rohe Acrylsäure mit einer Temperatur von 101, 2°C entnommen (Massendichte = 956,99 kg/m3), die folgende Gehalte aufweist : 96,8011 Gew. -% Acrylsäure, 0,4598 Gew. -% Essigsäure, 1, 4762 Gew.-% Wasser, 0,0137 Gew. -% Ameisensäure, 0,0015 Gew. -% Formaldehyd 0,0087 Gew. -% Acrolein, 0,0647 Gew. -% Propionsäure, 0,2856 Gew. -% Furfurale, 0,0027 Gew. -% Allylacrylat, 0,0002 Gew.-% Allylformiat, 0,0744 Gew.-% Benzaldehyd, 0, 2381 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 0,5430 Gew. -% Diacrylsäure, 0,0120 Gew. -% Phenothiazin, 0,0180 Gew. -% MEHQ, und 0, 0004 Gew. -% Sauerstoff.

Das Flüssigkeitsvolumen auf dem zweiten Fangboden 14 beträgt 10 m3.

455855 kg/h der dem zweiten Fangboden 14 entnommenen rohen Acrylsäure wird durch indirekten Wärmetausch auf 111, 2°C erwärmt und über die Leitung 30 unmittel-

bar unterhalb des dem zweiten Fangboden nach oben folgenden Dual-Flow-Bodens 16 in die Kondensationskolonne 28 rückgeführt (p = 1,50 bar).

89978 kg/h der dem zweiten Fangboden entnommenen rohen Acrylsäure bilden den im trennwirksamen Raum abgetrennten, (Meth) acrylmonomere enthaltenden Stoffstrom und werden mehrstufig durch indirekten Wärmetausch (bevorzugt wärmeintegriert ge- gen in die Trennkolonne 28 rückzuführende Mutterlauge) auf eine Temperatur von 29°C abgekühlt. Dann werden der abgekühlten rohen Acrylsäure 1144 kg/h Wasser (25°C) zugefügt. Das resultierende Gemisch wird durch nochmaligen indirekten Wär- meaustausch auf 20°C abgekühlt und dann in zwei bis drei Kühlscheibenkristallisato- ren geführt.

Dabei handelt es sich jeweils um einen Trog, in welchem 20 bis 24 gewischte kreisför- mige Kühlplatten (die innerlich von einem Kühlmedium (Gemisch aus Wasser und Gly- kol ; Glykolanteil = 10 bis 50 Gew.-%, bevorzugt 25 bis 35 Gew.-%) durchflossen wer- den) im äquidistanten Abstand von 20 bis 40 cm hintereinander hängend angeordnet sind (Plattendurchmesser typisch 2 bis 4 m, bevorzugt 2,5 bis 3 m). Das Kühlmedium wird dabei im Gegenstrom zum kristallisierenden Gemisch durch den Kristallisator von Kühlscheibe zu Kühlscheibe weitergereicht. Es kann aber auch aufgeteilt auf 2 bis 3 parallele Ströme über die Kühlplatten geführt werden. Die Eintrittstemperatur des Kühlmediums (der Sole) beträgt-2 bis +5°C. Die Austrittstemperatur liegt 2 bis 7°C höher. Durch das Wischen der Kühlplatten wird die Ausbildung einer Kristallschicht unterdrückt. Die angewässerte rohe Acrylsäure wird von hinten nach vorne kontinuier- lich durch den Kristaller geführt (gepumpt oder überlaufgeregelt). Die einphasige an- gewässerte rohe Acrylsäure verdickt dabei (Verweilzeit 0,5 bis 4 h, bevorzugt 1,5 bis 2,5 h) zu einer zweiphasigen, Acrylsäurekristalle als feste Phase enthaltenden Sus- pension einer Temperatur von 6 bis 11 °C und einem Feststoffgehalt am Austritt von 20 bis 35 Gew. -%. Die Drehzahl der Wischer beträgt 2 bis 15 Umdrehungen je Minute, bevorzugt 4 bis 10 Umdrehungen je Minute. Die die Wischer treibende, zentriert durch die Kühlscheiben geführte Welle, ist mit wassergespülten Stopfbuchspackungen (Pa- ckungsschnüre aus Teflon oder Graphit) abgedichtet.

Auf dem Umfang der Kühlscheiben, wo nicht gewischt werden kann, ist ein Hohlprofil (z. B. in einfachster Ausführungsform ein Rohr) aufgebracht (z. B. aufgeschweißt), das mittels eines zweiten Wärmeträgers (z. B. ebenfalls Wasser/Glykol Gemisch) beheizt wird (auf eine Temperatur oberhalb der Kristallisationstemperatur ; meist aus dem Temperaturbereich 8 bis 20°C, bevorzugt 10 bis 14°C). Diese Umfangbeheizungen werden mit dem zweiten Wärmeträger parallel angeströmt.

Darüber hinaus sind die Wischer in radialer Richtung bevorzugt segmentiert (>_2, <6 Segmente in der Regel). Die spezifische Anpresskraft der Wischer liegt im eingebauten Zustand senkrecht zur Kühlfläche bei 1 bis 10, bevorzugt 3 bis 5 N pro cm aktiver Wischkantenlänge. Zusätzlich zu den Wischern treibt die Welle Paddel an (zwischen zwei Kühlscheiben und vor der ersten und letzten Kühlscheibe zweckmäßig jeweils zwei in symmetrischer Anordnung), die eine verbesserte Durchmischung bewirken.

Die Beschaffenheit der Kühlplattenoberfläche und die Ausrichtung der Wischer ist so, dass der Abstand der Wischer zur Kühlplattenoberfläche an keinem Punkt 6 mm über- schreitet (günstig ist ein Betrieb bei dem der vorgenannte Abstand an keinem Punkt 4 bzw. 2 oder 1 mm überschreitet, bzw. bei dem die Wischer an jedem Punkt anliegen ; als besonders vorteilhaft erweist sich ein Anliegen am äußeren Radius ;).

Im in Förderrichtung der Suspension hinteren Teil des Kristallisators (bevorzugt hinter der letzten Kühlscheibe) wird die Suspension über ein angeschlossenes Rohr (zweck- mäßigerweise getaucht angebracht ; alternativ kann die Suspension über ein Überlauf- wehr in einen gerührten Sammelbehälter fließen, von dem aus die Waschkolonnen beschickt werden) zu hydraulischen Schmelze-Waschkolonnen geführt, wie sie in der DE-A 10 156 016 und in der DE-A 10 223 058 beschrieben sind, um die Mutterlauge vom Suspensionskristallisat abzutrennen. Die Beschickung der Waschkolonnen mit Kristallsuspension erfolgt mittels einer Kreisel-oder Kreiskolbenpumpe. Die Steuer- strompumpe ist ebenfalls als Kreiskolbenpumpe oder als Kreiselpumpe mit Regelventil ausgeführt. Der Druck am unteren Ende einer Waschkolonne ist üblicherweise 2 100 mbar und <5 bar kleiner als der Druck am Kopf der Waschkolonne. Der Kopfdruck beträgt in der Regel bis zu 6 bar, meist 0,5 bis 4 bar. Die Messerdrehzahl liegt meist bei Werten > 0 und 51 00/min, bzw. <60/min. Die Temperatur im Schmelzkreis beträgt normal 13 bis 16°C. Die Erfassung der Filtrationsfront wird gemäß der DE-A 10 036 880 über 2 bis 4 optische Sensoren vorgenommen. Die Waschfront wird mittels Temperaturmessung im Kristallbett geregelt.

Die Gesamthöhe des Kristallbetts liegt typisch bei 300 bis 1500 mm, meist bei 400 bis 1000 mm. Die Waschfront befindet sich typisch 10 bis 400 mm, meist bei 20 bis 250 mm oberhalb des Messers. Als Schmelzkreispumpe eignet sich eine Kreiselpumpe mit produktseitiger Spülung der Wellenabdichtung (Gleitringdichtung) oder eine mag- netgekuppelte Pumpe mit erhöhter Gleitlagerspülung. Die Umlaufmenge im Schmelz- kreis beträgt 2 bis 30, meist 5 bis 20 m3/h pro Tonne mit dem Messer abgetragenem gereinigtem Kristallisat. Die Stabilisierung des Schmelzkreises erfolgt mittels 100 bis 300 Gew. -ppm MEHQ. Zusätzlich wird in den Schmelzkreis Luft eingetragen, deren Überschuß (= nicht in der Waschschmeize gelöster Anteil) vor Eintritt der Wasch- schmelze in die Waschkolonne via Gasabscheider abgetrennt wird.

[a) Zur Herstellung einer veresterungsgerechten Acrylsäure ist es ausreichend die Abtrennung des Suspensionskristallisats anstelle in einer Schmelze-Wasch- kolonne mittels einer Zentrifuge (z-B. einer 2-oder 3-stufigen Schubzentrifuge) durchzuführen. Geeignete Siebspaltweiten liegen bei 150 bis 300 mm ; anwend- bare Zentrifugalbeschleunigungen liegen bei 500 bis 900 g, meist 600 bis 800 g ; geeignet sind Hubzahlen von 40 bis 80 Schüben/min.

Vorzugsweise werden die auf der 2. oder 3. Stufe der Zentrifuge abgetrennten Kristalle mit 0,15 bis 0,3 kg Waschflüssigkeit pro kg Kristallisat gewaschen. Die Temperatur der Waschflüssigkeit liegt bei 15 bis 30°C, bevorzugt bei 20 bis 30°C. Zur Vermeidung von Ablagerungen wird der Feststoffabwurfschacht der Zentrifuge mit auf 15 bis 30°C temperierter Spülflüssigkeit gespült. Spül-und Waschflüssigkeit sind bevorzugt aufgeschmolzenes, über die Zentrifuge abge- trenntes und gewaschenes Kristallisat. Zur Vermeidung von Ablagerungen und Verkrustungen ist es zweckmäßig, das Zentrifugengehäuse, das Suspensionszu- führrohr und das Waschflüssigkeitszuführrohr auf eine Temperatur 15°C und c40°C zu temperieren. Der Produktraum der Zentrifuge wird zweckmäßig mit Stickstoff oder mit einem Gemisch aus Luft und Stickstoff inertisiert. Die Wellen- abdichtung wird mit Gas (z. B. Stickstoff oder ein Gemisch aus Luft und Stickstoff) oder mit Wasser gespült.

(b) Alternativ zur Suspensionskristallisation kann auch eine Schichtkristallisation (z. B. Fallfilmkristallisation gemäß EP-A 616 998 oder voll durchströmtes Rohr) mit 3 oder mehr (z. B. 3 bis 4) Reinigungsstufen angewendet werden. Anstelle die Mutterlauge einer nachgehenden Reinigungsstufe in eine vorgehende Reini- gungsstufe rückzuführen, kann man sie auch gemeinsam in die Kondensations- kolonne rückführen. ] Den Schmelzkreisen, die durch den Zusatz von 3 kg/h MEHQ stabilisiert werden, wer- den 18538 kg/h an Reinacrylsäure der nachfolgende Gehalte entnommen : 99,8335 Gew. -% Acrylsäure, 0,0970 Gew.-% Essigsäure, 0,0334 Gew.-% Wasser, 0,0206 Gew. -% Propionsäure, 0,0001 Gew. -% Furfural, 0,0001 Gew. -% Maleinsäureanhydrid, 0,0003 Gew. -% Diacrylsäure, und 0, 0150 Gew.-% MEHQ.

Sie eignet sich in hervorragender Weise zur Herstellung von Superabsorbern auf der Basis von Poly-Na-Acrylat.

In 829 kg/h der Reinacrylsäure werden 13 kg/h PTZ zur Herstellung einer Inhibitorlö- sung 1. gelöst. In 30 kg/h Inhibitorlösung I werden 19 kg/h MEHQ unter Bildung der Inhibitorlösung II gelöst.

Die in den Waschkolonnen abgetrennte Mutterlauge wird zunächst in einen heizbaren Sammelbehälter und von dort in einen Tank gefahren. Von diesem wird sie wärmein- tegriert auf 90°C erwärmt in einer Menge von 71759 kg/h über die Leitung 13 auf den fünfzehnten Dual-Flow-Boden 12 der Kondensationskolonne 28 (von unten gerechnet) rückgeführt. Die Gehalte dieser rückgeführten Mutterlauge sind wie folgt : 94,4349 Gew. -% Acrylsäure, 0,5504 Gew. -% Essigsäure, 3,4362 Gew.-% Wasser, 0,0172 Gew.-% Ameisensäure, 0,0018 Gew. -% Formaldehyd, 0,0109 Gew. -% Acrolein, 0,0756 Gew. -% Propionsäure, 0,3580 Gew. -% Furfural, 0,0034 Gew.-% Allylacrylat, 0,0003 Gew. -% Allylformiat, 0,0933 Gew. -% Benzaldehyd, 0, 2986 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 0,6808 Gew. -% Diacrylsäure, 0, 0150 Gew.-% Phenothiazin, 0, 0233 Gew.-% MEHQ, und 0,0005 Gew. -% Sauerstoff.

Zusätzlich werden auf den Dual-Flow-Boden 12 15224 kg/h an vom Sammelboden 14 entnommener roher Acrylsäure ruckgeführt (32).

2,9 m oberhalb des zweiten Fangbodens 14 befindet sich in der Kondensationskolonne 28 der erste (16) von 21 weiteren Dual-Flow-Böden der bereits beschriebenen Art (Lochdurchmesser wieder einheitlich 14 mm, Lochanzahl jedoch einheitlich 32020 und Öffnungsverhältnis einheitlich 17,4 %), die wieder äquidistant mit einem Bodenabstand von 380 mm angeordnet sind. Der Rücklauf aus dem Thormann-Boden-Bereich in den Dual-Flow-Boden Bereich erfolgt über ein in die Kolonne integriertes Verteilersystem.

Alternativ könnte er auch durch unterhalb des untersten Thormann-Bodens erfolgen- des Herausführen der Rücklaufflüssigkeit aus der Kondensationskolonne mittels einer Pumpe und Rückführen in die Kondensationskolonne über zwei (oder mehrere) Ein- steckrohre erfolgen, die oberhalb des obersten Dual-Flow-Bodens angebracht sind.

800 mm oberhalb des letzten Dual-Flow-Bodens beginnt sich die Kondensationskolon- ne konisch zu erweitern. 500 mm oberhalb des letzten Dual-Flow-Bodens endet diese Erweiterung bei einem Kolonneninnendurchmesser von 6,50 m.

Auf dieser Höhe, d. h., 1,50 m oberhalb des letzten Dual-Flow-Bodens (17), beginnt eine äquidistante (Bodenabstand = 500 mm) Anordnung von 28 konventionellen, einflutigen Thormann-Böden. Die Thormann-Böden sind derart ausgestaltet, dass über die Anordnung der Treibschlitze in den Hauben der Thormannn-Böden in in Quer- strom-Richtung aufeinanderfolgenden Rinnen jeweils eine zueinander entgegengesetz- te Strömungsrichtung der Flüssigkeit erzeugt wird.

Das Öffnungsverhältnis der Thormann-Böden beträgt 14 %. Das Verhältnis von Kamin- fläche zu Schlitzaustrittsfläche beträgt 0,8. Die Kaminhöhe und die Höhe des Ablauf- wehrs beträgt 40 mm. Die Bodenfreiheit der Glocke (Abstand zwischen Unterkante Schlitz und Boden) beträgt 10 mm. Die Schlitzhöhe beträgt 15 mm. Der Winkel zwi- schen ausgestelltem Schlitz und Längskante der Haube beträgt 30 Grad. Die Länge der Längskante der Haube beträgt maximal 800 mm. Im Randbereich der Kolonne re- duziert sich die Haubenlänge auf bis zu 200 mm aus Gründen der Anpassung an die Rundheit der Kolonne. Der Abstand zwischen zwei in Querstromrichtung auf einer Linie befindlichen Hauben beträgt 66 mm. Die Ablauffläche des Ablaufschachts beträgt 1,5 % bezogen auf die Querschnittsfläche des Bodens. Die Breite zwischen den beiden unteren Längsrändern einer Haube beträgt 64 mm.

Auf der Höhe des obersten Thormann-Bodens 20 beginnt sich die Trennkolonne wie- der konisch zu verengen. 700 mm oberhalb des obersten Thormann-Bodens ist diese Verengung abgeschlossen und der Kolonneninnendurchmesser wieder auf 6,00 m zurückgeschrumpft.

1,70 m oberhalb des obersten Thormann-Bodens befindet sich der dritte Fangboden 22 (Sammelboden, Kaminboden mit 16 ca. gleichmäßig verteilten bedachten Kaminen, Kaminhöhe = 1,50 m). Das Flüssigkeitsvolumen auf dem Fangboden 3 beträgt 8 m3 (Massendichte = 964,38 kg/m3).

Vom dritten Fangboden werden 533617 kg/h Sauerwasser mit einer Temperatur von 68, 6°C und bei einem Druck von 1,24 bar über die Leitung 23 entnommen.

Die Gehalte des Sauerwassers sind : 11,3387 Gew. -% Acrylsäure, 4,1574 Gew. -% Essigsäure, 81, 6277 Gew.-% Wasser, 0,5256 Gew. -% Ameisensäure, 2,3082 Gew. -% Formaldehyd, 0,0154 Gew.-% Acrolein, 0,0089 Gew. -% Propionsäure, 0,0024 Gew.-% Furfurale, 0,0135 Gew. -% Allylformiat, 0, 0001 Gew.-% MEHQ, und 0,0021 Gew. -% Sauerstoff.

29015 kg/h des entnommenen Sauerwassers (68, 6°C) werden (21) zusammen mit der Inhibitorlösung II (31) auf den obersten Thormann-Boden (20) rückgeführt.

812 kg/h der Inhibitorlösung I werden (von unten betrachtet) auf den 19ten Thormann- Boden (18) rückgeführt (mit einer Temperatur von 25°C und einem Druck von 3 bar über die Leitung 19).

7282 kg/h des entnommenen Sauerwassers werden der Verbrennung zugeführt.

298392 kg/h des entnommenen Sauerwassers werden über die Leitung 25 mit einer Temperatur von 29°C auf den sechsten (24) der nachfolgend zu beschreibenden Ven- tilböden (von unten gerechnet) rückgeführt (3 bar). Im Fall von Schaumbildung erweist sich die Zugabe von Entschäumer (z. B. alkoxylierte Alkohole wie Dekresa0 SD 23 o- der Mischungen aus Fettsäure, Polylglykol, Emulgatoren und paraffinischem Mineralöl- gemisch wie Nalco {) 71-D-5) auf den dritten Fangboden (z. B. in einer Menge von 30 ml/h) als zweckmäßig.

198928 kg/h des entnommenen Sauerwassers werden über die Leitung 27 mit einer Temperatur von 22, 5°C (p=3 bar) auf den obersten (26) der nachfolgend zu beschrei- benden Ventilböden rückgeführt.

2300 mm oberhalb des dritten Fangbodens 22 sind in der Kondensationskolonne 28 in äquidistanter Anordnung (Bodenabstand = 500 mm) 11 zweiflutige Ventilböden ange- bracht. Die Höhe des Ablaufwehrs beträgt 35 mm. Das Öffnungsverhältnis liegt bei 18 % und die Summe der Ablaufflächen der Ablaufschächte von zwei aufeinanderfol- genden Ventilböden beträgt 10 % der Kolonnenquerschnittsfläche. Als Ventile wurden W12-Ventile der Fa. Stahl, DE, Viernheim verwendet.

Der Druck am Kopf der Kolonne 28 beträgt 1,2 bar.

Am Kolonnenkopf verlassen 164650 kg/h Abgas (33) mit einer Temperatur von 33, 5°C und den nachfolgenden Gehalten über einen Demister die Trennkolonne 28 : 0,2288 Gew. -% Acrylsäure, 0,0885 Gew. -% Essigsäure, 2, 6689 Gew.-% Wasser, 0,0052 Gew. -% Ameisensäure, 0,1724 Gew. -% Acrolein, 0,0002 Gew. -% Propionsäure, 0,0003 Gew. -% Furfurale, 0,0012 Gew. -% Allylformiat, 2,1235 Gew. -% C02, 0,6939 Gew. -% CO, 0, 6487 Gew. -% Propan, 0,3169 Gew. -% Propylen, 4,7392 Gew. -% 02, und 88,3123 Gew. -% N2.

In einem indirekten Wärmetauscher wird das Abgas auf 38°C erwärmt und anschlie- ßend werden 91196 kg/h dieses Abgases über einen Kreisgasverdichter (z. B. ein Ra- dialverdichter) als Verdünnungsgas in die Gasphasenoxidation und in die Rückspal- tung geführt und 73455 kg/h des Abgases werden der Verbrennung zugeführt.

Insgesamt werden in den trennwirksamen Raum damit folgende Einzelströme hinein- geführt, die die folgenden Acrylsäuregehalte aufweisen : 170008 kg/h Produktgasgemisch der Gasphasenpartialoxidation von Propylen mit ei- nem Acrylsäuregehalt von 11,8 Gew.-% ; 21883 kg/h über die Leitung 9, mit einem Acrylsäuregehalt von 8,7215 Gew. -% ; 15224 kg/h über die Leitung 32, mit einem Acrylsäuregehalt von 96,8011 Gew. -% ; 71759 kg/h über die Leitung 13, mit einem Acrylsäuregehalt von 94,4349 Gew. -% ; 455855 kg/h über die Leitung 30, mit einem Acrylsäuregehalt von 96,7887 Gew. -% ; 81,2 kg/h über die Leitung 19, mit einem Acrylsäuregehalt von 98,3360 Gew. -% ; 29015 kg/h über die Leitung 21, mit einem Acrylsäuregehalt von 11,3387 Gew. -% ; und 49 kg/h über die Leitung 31, mit einem Acrylsäuregehalt von 60,2057 Gew.-%.

Damit wird in den trennwirksamen Raum insgesamt ein (gedanklich erzeugter) Stoff- strom von 764605 kg/h hineingeführt, dessen Acrylsäuregehalt 71,907 Gew. -% beträgt.

Damit beträgt X = 28,09 Gew. -%.

Der Stoffstrom, der mit dem höchsten Gewichtsanteil an Acrylsäure aus dem trenn- wirksamen Raum herausgeführt wird, ist die vom zweiten Sammelboden weggeführte rohe Acrylsäure, mit einem Acrylsäuregehalt von 96,8011 Gew. -% Acrylsäure. Damit beträgt Y = 3,20 Gew. -% und X : Y = 8,78.

Das im trennwirksamen Raum mit Flüssigphase gefüllte Gesamtvolumen beträgt 167,5 m3. Die Temperatur dieser Flüssigphase beträgt wenigstens teilweise 120, 2°C (z. B. im Direktumlaufwärmetauscher).

Die nachfolgende Tabelle 1 zeigt die gewählten Volumenelemente i ("Boden i"steht dabei für das Volumenelement i, das die auf dem Stoffaustauschboden i befindliche Flüssigphase und die im Volumen unterhalb des Stoffaustauschbodens i befindliche Flüssigphase (ausnehmlich der auf dem darunter liegenden Boden bafindtichen Fiüs- sigphase) erfasst). Die Nummerierung der Stoffaustauschböden nummeriert in der Trennkolone von untern nach oben.

Ferner enthält die Tabelle 1 die ermittelten Temperaturen Tj, die ermittelten Werte m und die ermittelten Massenströme Tii. Auch enthält die Tabelle 1 die individuellen Werte tj =2Amsj/mi.

Tabelle 1 Volumenelement i Msi ; (kg) mi (kg/h) ti (h) Ti (°C) Gesamtvolumen aus Rohrlei-21828, 8 2300, 0 33, 74320 118,3 tungen 6,6'und 2 sowie Pumpe 7, Sumpfraum 5 und Direktumlaufverdampfer 1 Sammelboden 1 einschließlich 2663, 6 63009, 2 0, 043353 100, 4 Rohrleitungen 3 und 3' Boden 1 301, 9 63009, 2 0, 004913 100, 4 Boden 2 303, 7 68968, 9 0, 004456 100, 2 Boden 3 305, 6 74928, 7 0, 004072 100, 0 Boden 4 307, 5 80888, 4 0, 003744 99, 8 Boden 5 309, 3 86848, 2 0, 003461 99, 6 Boden 6 311, 1 92807, 9 0, 003214 99, 4 Boden 7 311, 6 92865, 4 0, 003123 99, 0 Boden 8 312, 2 92923, 0 0, 003035 98, 5 Boden 9 312, 7 92980, 5 0, 002949 98, 1 Boden 10 313, 2 93038, 1 0, 002866 97, 7 Boden 11 313, 7 96839, 1 0, 002873 98, 3 Boden 12 314, 1 100640, 1 0, 002885 98, 9 Boden 13 314, 6 104441, 1 0, 002901 99, 5 Boden 14 315, 0 108242, 1 0, 002920 100, 0 Boden 15 315, 5 112043, 1 0, 002944 100, 6 Sammelboden 2 9292, 9 115844, 1 0, 087376 101, 2 Boden 16 265, 8 115844, 1 0, 002499 101, 2 Boden 17 266, 1 118186, 3 0, 002441 101, 2 Boden 18 266, 3 120528, 5 0, 002385 101, 1 Boden 19 266, 6 122870, 7 0, 002332 101, 0 Boden 20 266, 9 125212, 9 0, 002280 101, 0 Boden 21 267, 2 127555, 1 0, 002230 100, 9 Boden 22 267, 2 127588, 1 0, 002223 100, 9 Boden 23 267, 2 127621, 0 0, 002215 100, 8 Boden 24 267, 2 127654, 0 0, 002207 100, 8 Boden 25 267, 3 127686, 9 0, 002199 100, 7 Boden 26 267, 3 127719, 9 0, 002192 100, 7 Volumenelement i msi (k9) mi (kg/h) ti (h) Ti (°C) Boden 27 267,3 127752, 9 0, 002184 100, 6 Boden 28 267,3 127785, 8 0, 002176 100, 6 Boden 29 267,3 12760, 1 0, 002165 100, 5 Boden 30 267, 3 127734, 3 0, 002154 100, 4 Boden 31 267,3 127708, 5 0, 002144 100, 3 Boden 32 267, 3 127682, 8 0, 002133 100, 3 Boden 33 267,3 127657, 0 0, 002122 100, 2 Boden 34 267, 2 127631, 3 0, 002111 100, 1 Boden 35 267, 2 127605, 5 0, 002101 100, 0 Boden 36 267,1 127381, 4 0, 002065 99, 8 Boden 37 1428,6 127157, 2 0, 010862 99, 5 Boden 38 1428,1 126933, 1 0, 010679 99, 2 Boden 39 1427, 6 126709, 0 0, 010498 99, 0 Boden 40 1422, 6 125231, 0 0, 009699 97, 7 Boden41 1417, 4 123752, 9 0, 008960 96, 5 Boden 42 1371,5 115844, 1 0, 006492 91, 3 Boden43 1304, 4 107584, 7 0, 005208 87, 8 Boden 44 1236,7 99325, 3 0, 004190 84, 3 Boden 45 994,1 77092, 8 0, 003002 79, 0 Boden 46 869, 1 67710, 3 0, 002705 77, 5 Boden 47 744, 5 58327, 8 0, 002436 76, 1 Boden 48 684, 1 54345, 3 0, 002313 75, 6 Boden 49 624,0 50362, 8 0, 002191 75, 0 Boden50 357, 7 46380, 3 0, 001313 74, 5 Boden 51 328, 9 43818, 9 0, 001247 74, 1 Boden 52 300, 3 41257, 4 0, 001180 73, 7 Boden 53 271, 8 38696, 0 0, 001111 73, 4 Boden 54 253,0 37314, 8 0, 001054 73, 1 Boden 55 234, 3 35933, 6 0, 000997 72, 9 Boden 56 215, 7 34552, 4 0, 000938 72, 7 Boden 57 202,2 33699,1 0,000890 72,5 Boden 58 188, 8 32845, 8 0, 000841 72, 3 Boden 59 175, 3 31992, 5 0, 000791 72, 1 Boden 60 164, 2 31391, 2 0, 000744 71, 9 Boden 61 153, 1 30789, 8 0, 000696 71, 6 Boden 62 142, 0 30188, 4 0, 000648 71, 4 Boden 63 124,3 29626, 2 0, 000524 70, 0 Volumenelement i msi (kg) mi (kg/h) ti (h) Ti (°C) Boden 64 106, 6 29064, 0 0, 000416 68, 6 Sammelboden 3 889, 1 533617, 0 0, 000189 68, 6 Boden 65 222, 3 533617, 0 0, 000047 68, 6 Boden 66 221, 7 529532, 3 0, 000038 65, 2 Boden 67 221, 1 525447,6 0, 000030 61, 8 Boden 68 222, 0 520416, 7 0, 000020 55, 9 Boden 69 222, 9 515385, 9 0, 000014 50, 0 Boden 70 223, 4 504553, 3 0, 000013 48, 6 Boden 71 201, 5 204568, 8 0, 000025 47, 2 Boden 72 202, 2 203298, 7 0, 000021 44, 6 Boden 73 202, 8 202028, 6 0, 000018 42, 0 Boden 74 203, 4 200478, 3 0, 000014 37, 8 Boden 75 204, 1 198928, 0 0, 000010 33, 5

Damit ergibt sich ein t {jeS von 34,06 h.

Bei diesem tges werden ais im trennwirksamen Raum abgetrennter (Meth) acrylmonomere enthaltender Stoffstrom mit dem höchsten Gewichtsanteil an Acrylsäure 89978 kg/h rohe Acrylsäure mit einem Acrylsäuregehalt von 96,8011 Gew. - % abgetrennt.

Beispiel (beschrieben wird der stationäre Zustand)

Es wird im wesentlichen alles wie im Vergleichsbeispiel durchgeführt, das Volumen des Sumpfraum 5 wird jedoch soweit verringert, das der Flüssigkeitsholdup im Sumpfraum 5 59974,2 kg weniger als im Vergleichsbeispiel beträgt (der Flüssigkeitsholdup im Vo- lumenelement i bestehend aus den Rohrleitungen 6,6'und 2 sowie aus Pumpe 7, Sumpfraum 5 und Direktumiaufverdampfer 1 beträgt somit im Vergleichsbeispiel 79965, 6 kg und im Beispiel 19991,4 kg).

Außerdem beträgt die vom ersten Sammelboden 10 abgezogene und dem Direktum- laufverdampfer 1 zugeführte Menge an Schwersiedefraktion 74083 kg/h anstelle von 63009 kg/h.

Diese Änderung ist erforderlich um die im Sumpfraum 5 aufrund der veränderten Zu- sammensetzung der Sumpfflüssigkeit sich im Sumpfraum verringernde Siedetempera- tur im Direktumiaufverdampfer 1 zu erreichen.

Die nachfolgende Tabelle 2 ist das Analogon zur Tabelle 1 für das Beispiel.

Tabelle 2 Volumenelement i msi (kg) m ; (kg/h) ti (h) Ti (°C) Gesamtvolumen aus Rohrlei-8780, 0 2300, 0 8, 47136 111, 5 tungen 6,6'und 2 sowie Pumpe 7, Sumpfraum 5 und Direktumlaufverdampfer 1 Sammelboden 1 einschließlich 2696, 2 74083, 0 0, 03711 100, 3 Rohrleitungen 3 und 3' Boden 1 305, 6 74083, 0 0, 00421 100, 3 Boden 2 307, 0 77918, 5 0, 00397 100, 1 Boden 3 308, 3 81754, 1 0, 00375 99, 9 Boden 4 309, 7 85589, 6 0, 00356 99, 8 Boden 5 311, 1 89425, 2 0, 00338 99, 6 Boden 6 312, 4 93260, 7 0, 00322 99, 4 Boden 7 312, 8 93255, 4 0, 00313 99, 0 Boden 8 313, 2 93250, 0 0, 00304 98, 6 Boden 9 313, 6 93244, 7 0, 00295 98, 1 Boden 10 314, 0 93239, 3 0, 00287 97, 7 Boden 11 314, 4 97316, 8 0, 00287 98, 3 Volumenelement i Msi (kg) mi (kg/h) ') T, (°C) Boden 12 314, 8 101394, 3 0, 00288 98, 9 Boden 13 315, 2 105471, 8 0, 00288 99, 5 Boden 14 315, 6 109549, 3 0, 00290 100, 1 Boden 15 316, 0 113626, 8 0, 00291 100, 7 Sammelboden 2 9305, 6 117704, 3 0, 08632 101, 3 Boden 16 266, 1 117704,3 0, 00247 101, 3 Boden 17 266, 4 119728, 4 0, 00242 101, 2 Boden 18 266, 7 121752, 6 0, 00237 101, 1 Boden 19 266, 9 123776, 7 0, 00232 101, 1 Boden 20 267, 2 125800, 8 0, 00228 101, 0 Boden 21 267, 4 127825, 0 0, 00223 101, 0 Boden 22 267, 5 127857, 5 0, 00223 100, 9 Boden 23 267, 5 127890, 0 0i00222 100, 9 Boden 24 267, 5 127922, 6 0, 00221 100, 8 Boden 25 267, 5 127955, 1 0, 00221 100, 8 Boden 26 267, 5 127987, 6 0, 00220 100, 7 Boden 27 267, 5 128020, 1 0, 00219 100, 7 Boden 28 267, 5 128052, 7 0, 00218 100, 6 Boden 29 267, 5 128032, 7 0, 00217 100, 6 Boden 30 267, 5 128012, 7 0, 00216 100, 5 Boden 31 267, 5 127992, 7 0, 00215 100, 4 Boden 32 267, 5 127972, 7 0, 00214 100, 4 Boden 33 267, 5 127952, 7 0, 00213 100, 3 Boden 34 267, 5 127932, 8 0, 00212 100, 2 Boden 35 267, 5 127912, 8 0, 00211 100, 2 Boden 36 267, 5 127726, 1 0, 00208 99, 9 Boden 37 1430, 9 127539, 4 0, 01098 99, 7 Boden 38 1430, 7 127352, 6 0, 01081 99, 4 Boden 39 1430, 5 127165, 9 0, 01065 99, 2 Boden 40 1427, 2 125904, 8 0, 00993 98, 1 Boden 41 1423, 7 124643, 7 0, 00926 97, 0 Boden 42 1386, 2 117704, 3 0, 00689 92, 3 Boden 43 1327, 1 110026, 5 0, 00553 88, 8 Boden 44 1267, 4 102348, 7 0, 00445 85, 2 Boden 45 1035, 0 80031, 0 0, 00311 79, 4 Boden 46 905, 3 70048, 9 0, 00279 77, 9 Boden 47 775, 9 60066, 8 0, 00250 76, 3 Votumenetementi ms. (kg) m, (kg/h) ) T. (°C) Boden 48 711, 2 55777, 7 0, 00237 75, 7 Boden 49 646, 8 51488, 6 0, 00224 75, 1 Boden 50 369, 4 47199, 5 0, 00134 74, 5 Boden 51 339, 0 44494, 6 0, 00127 74, 2 Boden 52 308, 8 41789, 7 0, 00120 73, 8 Boden 53 278, 6 39084, 7 0, 00113 73, 4 Boden 54 259, 0 37647, 5 0, 00107 73, 2 Boden 55 239, 5 36210, 2 0, 00101 72, 9 Boden 56 220, 0 34773, 0 0, 00095 72, 7 Boden 57 206, 0 33895, 4 0, 00090 72, 5 Boden 58 192, 1 33017, 8 0, 00085 72, 3 Boden 59 178, 3 32140, 2 0, 00080 72, 1 Boden 60 166, 9 31526, 3 0, 00075 71, 9 Boden 61 155, 5 30912, 4 0, 00071 71, 7 Boden 62 144, 2 30298, 5 0, 00066 71, 4 Boden 63 126, 1 29725, 8 0, 00053 70, 0 Boden 64 108, 2 29153, 0 0, 00042 68, 6 Sammelboden 3 901, 9 533739, 0 0, 00019 68, 6 Boden 65 225, 5 533739, 0 0, 00005 68, 6 Boden 66 224, 9 529658, 7 0, 00004 65, 3 Boden 67 224, 2 525578, 4 0, 00003 61, 9 Boden 68 225, 2 520550, 7 0, 00002 56, 0 Boden 69 226, 1 515523, 0 0, 00001 50, 1 Boden 70 226, 4 503046, 4 0, 00001 48, 7 Boden 71 204, 0 204633, 4 0, 00003 47, 4 Boden 72 204, 5 204633, 4 0, 00002 44, 8 Boden 73 204, 9 204633, 4 0, 00002 42, 2 Boden 74 206, 0 201787, 7 0, 00001 37, 9 Boden 75 207, 1 198942, 0 0, 00001 33, 6

Damit ergibt sich ein tges von nur noch 8,79 h.

Gleichzeitig werden bei diesem tsjeS als im trennwirksamen Raum abgetrennter (Meth) acrylmonomere enthaltender Stoffstrom mit dem höchsten Gewichtsanteil an Acrylsäure 90987 kg/h rohe Acrylsäure mit einem Acrylsäuregehalt von 96,9333 Gew. - % abgetrennt. Eine Analyse ergibt, dass diese Verbesserung u. a. darauf zurückzuführen ist, dass die Flüssigphase im Sumpfraum 5 beim Beispiel infolge der verringerten Verweilzeit ledig- lich 19, 27 Gew.-% Polyacrylsäure (Michael-Addukt) enthält.