Hydraulisch abgedichteter Querstrom-Stoffaustauschboden Beschreibung Vorliegende Erfindung betrifft einen hydraulisch abgedichteten Querstrom-Stoffaustauschboden, der als Einbaute in Trennkolonnen für Stoffaustausch zwischen Flüssigkeiten und Gasen geeignet ist, mit die Flüssigkeit führenden, zueinander im Abstand parallel an- geordneten Rinnen und zwischen den Rinnen angeordneten Gasdurch- trittsöffnungen, die von länglichen Hauben überdeckt sind, deren beide untere Längsränder in die Flüssigkeit der Rinnen eintau- schen und Gasaustrittsschlitze mit'Leitflächen aufweisen, die den Gasaustritt in die Flüssigkeit in eine schräge Richtung leiten, um die Richtung der Flüssigkeitsströme in den Rinnen zu erzeugen, wobei die längere Seite der Hauben senkrecht zur Querstromrich- tung der Flüssigkeit ausgerichtet ist. Zu dieser Gruppe von Stof- faustauschböden gehören z. B. die aus der Fachliteratur bekannten Thormann@-Böden.

Ferner betrifft vorliegende Erfindung Trennkolonnen, die wenig- stens einen solchen Stoffaustauschboden enthalten sowie die Verwendung solcher Trennkolonnen für thermischefTrennverfahren.

Als Ergebnis chemischer Reaktionen werden in der Regel keine reinen Stoffe sondern Stoffgemische erhalten, aus denen die Ziel- komponenten abgetrennt werden müssen.

Dazu werden häufig Trennverfahren angewendet, die in Trenn- kolonnen durchgeführt werden. In diesen Trennkolonnen werden gas- förmige und flüssige Stoffströme im Gleich-oder im Gegenstrom geführt und infolge des zwischen den Stoffströmen bestehenden Ungleichgewichts findet ein Wärme-und Stoffaustausch statt, der letztlich die in der Trennkolonne gewünschte Auftrennung bedingt.

In dieser Schrift sollen solche Trennverfahren als thermische Trennverfahren bezeichnet werden.

Beispiele für thermische Trennverfahren bilden die fraktionie- rende Kondensation (vgl. DE-A 19924532) und/oder die Rektifikation (aufsteigende Dampfphase wird im Gegenstrom zu ab- steigender Flüssigphase geführt ; die Trennwirkung beruht darauf, dass die Dampfzusammensetzung im Gleichgewicht anders als die Flüssigzusammensetzung ist), die Absorption (ein Gas und eine Flüssigkeit werden im Gleich-oder im Gegenstrom geführt ; die Trennwirkung beruht auf der unterschiedlichen Löslichkeit der Gasbestandteile in der Flüssigkeit), die Strippung (wie die Ab- sorption ; die Flüssigphase ist jedoch mit einer Komponente bela-

den, die vom Strippgas aufgenommen wird) und die Desorption (der Umkehrprozess zur Absorption ; das in der Flüssigphase gelöste Gas wird durch Partialdruckerniedrigung abgetrennt).

In der Regel enthalten vorgenannte Trennkolonnen Einbauten, die den Zweck verfolgen, die Oberfläche für den die Auftrennung in der Trennkolonne bewirkenden Wärme-und Stoffaustausch zu er- höhen.

Als solche Einbauten kommen z. B. Packungen, Füllkörper und/oder Stoffaustauschböden in betracht.

Stoffaustauschböden verfolgen den Zweck, in der Trennkolonne in Form von Flüssigkeitsschichten Orte mit geschlossenen flüssigen Phasen zur Verfügung zu stellen. Die Oberfläche des in der Flüs- sigkeitsschicht z. B. aufsteigenden und sich dabei in der ge- schlossenen flüssigen Phase verteilenden Dampf-bzw. Gasstromes ist dann die maßgebende Austäüschfläche.

Besonders häufig werden als Stoffaustauschböden solche mit Flüs- sigkeitszwangsführung verwendet.

Die Flüssigkeitszwangsführung wird dabei dadurch erzielt, dass die Stoffaustauschböden wenigstens einen Ablaufschacht aufweisen (Ablauf), durch den die Flüssigkeit unabhängig vom Strömungsweg des Dampfes in einer Bodenkolonne vom höher gelegenen Boden auf den tiefer gelegenen Boden fließt (Zulauf). Die horizontale Flüs- sigkeitsströmung über den Austauschboden vom Zulauf zum Ablauf wird entsprechend der verfahrenstechnischen Aufgabenstellung ge- wählt. Das Gas bzw. der Dampf tritt durch die offenen Quer- schnitte der Bodenplatte.

Wird die Flüssigkeit im Umkehrstrom über den Boden geführt (Zu- lauf 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 betrachtet, quer über den Boden vom Zulauf zum Ab- lauf geführt. In der Regel sind Querstromböden einflutig gestal- tet. 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 Zu- lauf z. B. in der Mitte und je ein Ablauf auf gegenüberliegenden Seiten des Stoffaustauschbodens angeordnet sein.

Hydraulisch abgedichtete Querstromböden sind dadurch charakteri- siert, dass-sie beim Abschalten der Kolonne nicht leerlaufen können, sieht man von der winzigen Leerlaufbohrung (ihr Quer- schnitt ist normalerweise mehr als 200 mal kleiner als der Ge- samtquerschnitt der Durchtrittsstellen) ab, die jeder Querstrom- boden aus Zweckmäßigkeitsgründen aufweist.

D. h., auch bei geringen Kolonnenbelastungen weisen hydraulisch abgedichtete Querstromböden gestaute Flüssigkeit (Rücklauf-und/ oder Zulaufflüssigkeit) auf und laufen keine Gefahr, trocken zu laufen. Dies ist dadurch bedingt, dass es sich bei den Durch- trittsstellen von hydraulisch abgedichteten Querstromböden nicht wie z. B. bei Dual-Flow-Böden, Siebböden und Ventilböden um kamin- lose Bohrungen handelt. Vielmehr mündet jede Durchtrittsstelle in einen Kamin, der ein Trockenlaufen unterbindet. Über dem Kamin sind Dampfumlenkhauben (Glocken) angebracht, die in die gestaute Bodenflüssigkeit eintauchen. Häufig sind die Dampfumlenkhauben an ihren Rändern geschlitzt oder gezackt (d. h., sie weisen Treib- schlitze auf). Der durch die Durchtrittsstelle aufsteigende Dampfstrom erfährt durch die Dampfumlenkhauben eine Ablenkung und strömt parallel zum Boden, d. h., quer zur Kolonne, in die ge staute Flüssigkeit. i Die aus benachbarten, in der Regel über den Boden äquidistant verteilt angeordneten, Hauben austretenden Dampfblasen bilden in der gestauten Flüssigkeit eine Sprudelschicht aus.

Ablaufrohre bzw. -segmente, die, in der Regel abwechselnd links oder rechts, die Böden verlassen, regeln-von Wehren unterstützt - den Flüssigkeitsstand der Stoffaustauschböden und führen die Flüssigkeit dem darunterliegenden Boden zu. Für die hydraulisch abgedichtende Wirkung ist wesentlich, dass die Ablaufrohre bzw.

-segmente des oberen Bodens in die gestaute Flüssigkeit des da- runter liegenden Bodens tauchen. Vorzugsweise sind keine Zulauf- wehre vorhanden. In der Höhe einstellbare Glocken gestatten ein Anpassen an die Strömungsverhältnisse und den Ausgleich der Ein- tauchtiefen bei Herstellungsungleichmäßigkeiten, so dass alle Glocken des Bodens gleichmäßig gasen.

Je nach Gestalt und Anordnung der Glocken unterscheidet man z. B. die einflutig gestalteten hydraulisch abgedichteten Querstrombö- den in Rundglockenböden (Durchtrittsstelle, Kamin und Glocke sind rund), Tunnel-Böden (Durchtrittsstelle, Kamin und Glocke sind rechteckig, die Glocken sind hintereinander angeordnet, wobei die längere Rechteckkante parallel zur Querstromrichtung der Flüssig- keit ausgerichtet ist) und Thormann-Boden (Durchtrittsstelle, Ka- min und Glocke sind rechteckig, die Glocken sind hintereinander

angeordnet, wobei die längere Rechteckkante senkrecht zur Quer- stromrichtung der Flüssigkeit ausgerichtet ist).

Thormann-Böden sind z. B. in der DE-A 19924532, in der Broschüre "Montz, Ihr Partner in der Verfahrenstechnik", der Julius Montz GmbH, Apparate für die chemische Industrie, D-40705 Hilden, 2002, Seiten 58 und 59, und in Technische Fortschrittsberichte, Band 61, Grundlagen der Dimensionierung von Kolonnenböden, Verlag Theodor Steinkopf, Dresden, 1967, Seiten 66 bis 73 beschrieben.

Zwischen zwei in Querstromrichtung hintereinander angeordneten Hauben eines Thormanns-Boden befindet sich jeweils eine Rinne, in der die Flüssigkeit fließt. Charakteristisch für Thormann Böden ist nun, dass die Flüssigkeit in zwei in Querstromrichtung je- weils aufeinanderfolgenden Rinnen im Gegenstrom fließt. Diese Zwangsströmung wird durch den Dampf bewirkt, der aus entsprechend aufgebogenen, sägezahnartigen Schlitzen mit Leitflächen austritt.

Die Draufsicht auf einen Thormann-Boden zeigen die Fig. la und lb. Fig. 2 zeigt einen Querschnitt durch Thormann-Hauben und Dampfkamine. Die Fig. 3 zeigt die gerichtete Flüssigkeitsströmung auf einem Thormann-Boden, die durch die Anordnung der Hauben im Verein mit den speziellen Dampfschlitzen bewirkt wird.

Die Anwendung von Thormann-Böden ist insbesondere bei großen Dampfbelastungen zweckmäßig. Der geringe Druckverlust begünstigt den Einsatz von Thormann-Böden im Vakuum. Günstig an Thormann-Bö- den ist ferner, dass sie auch bei vergleichsweise geringen Flüs- sigkeitsbelastungen noch stabil betrieben werden können. Nachtei- lig an Thormann-Böden ist jedoch, dass ihr Wirkungsgrad und die Stabilität ihres Betriebes, insbesondere bei hohen Flüssigkeits- belastungen, nicht in vollem Umfang zu befriedigen vermag. Hohe Flüssigkeitsbelastungen treten insbesondere in solchen Trennko- lonnen auf, die für große Kapazitäten ausgelegt sind. Dies sind in der Regel Trennkolonnen mit großen Durchmessern. Große Durch- messer sind hier insbesondere Durchmesser von > 4 m, z. B. 4 m bis 8 m oder bis 10 m.

Die Aufgabe der vorliegenden Erfindung bestand daher darin, Quer- strom-Stoffaustauschböden zur Verfügung zu stellen, die einer- seits die Vorteile von Thormann-Böden aufweisen, andererseits je- doch die vorgenannten Nachteile nur noch in vermindertem Umfang oder überhaupt nicht mehr aufweisen.

Insbesondere sollen die verbesserten Querstrom-Stoffaustauschbö- den dazu geeignet sein, die für das Trennproblem der DE-A 19924532 in der vorgenannten Schrift empfohlenen hydraulisch

abgedichteten Querstromböden mit erhöhtem Wirkungsgrad zu erset- zen. Vorgenanntes Anforderungsprofil soll vor allem im Bezug auf das Ausführungsbeispiel der DE-A 19924532 erfüllt werden.

Demgemäß wurde ein hydraulisch abgedichteter Querstrom-Stoffau- stauschboden (1), der als Einbaute in Trennkolonnen für Stoffau- stausch zwischen Flüssigkeiten und Gasen geeignet ist, mit die Flüssigkeit führenden, zueinander im Abstand parallel angeordne- ten Rinnen (6) und zwischen den Rinnen angeordneten Gasdurch- trittsöffnungen (7), die von länglichen Hauben (4) überdeckt sind, deren beide untere Längsränder (4a) in die Flüssigkeit der Rinnen (6) eintauchen und Gasaüstrittsschlitze (5) mit Leitflä- chen (5a) aufweisen, die den Gasaustritt in die Flüssigkeit in eine schräge Richtung leiten, um die Richtung der Flüssigkeits- ströme in den Rinnen zu erzeugen, wobei die längere Seite der Haube senkrecht zur Querstromrichtung der Flüssigkeit ausgerich- tet ist,-gefunden, der dadurch gekennzeichnet ist, dass jeweils in wenigstens zwei, in Querstromrichtung aufeinanderfolgenden, Rinnen (6) die Leitflächen (5a) der Hauben (4) so gerichtet sind, dass die Flüssigkeit in diesen Rinnen in dieselbe Richtung fließt (die nummerischen Adressen beziehen sich auf die Figuren 4 bis 11), und die Flüssigkeit im übrigen über die Gesamtheit der Rinnen mäanderförmig geführt wird., Eine in Querstromrichtung vorliegende Abfolge von Rinnen mit gleicher Strömungsrichtung der Flüssigkeit, die durch keine Rinne mit entgegengesetzter Strömungsrichtung unterbrochen ist, soll in dieser Schrift als Bodenbereich (13) bezeichnet werden.

Erfindungsgemäß umfaßt ein Bodenbereich in notwendiger Weise we- nigstens zwei Rinnen. In der Regel wird ein Bodenbereich nicht mehr als sechs Rinnen umfassen. Häufig umfaßt ein Bodenbereich auch drei oder vier, manchmal fünf Rinnen.

Erfindungsgemäß von Vorteil ist ferner, wenn auf der Oberseite wenigstens einiger Hauben des erfindungsgemäßen hydraulisch abge- dichteten Querstrom Stoffaustauschbodens Leitbleche (17) befest- igt sind, die die Haube überragen. Dabei ist von Vorteil, wenn die Leitelemente (Leitbleche) zumindest auf denjenigen Hauben an- gebracht sind, die Bodenbereiche entgegengesetzter Flüssigkeits- strömung voneinander trennen. In der Regel bildet die Fläche der Leitelemente mit der Haubendecke einen rechten Winkel.

In der Regel werden bei dem erfindungsgemäßen hydraulisch abge- dichteten Querstrom-Stoffaustauschboden die Rinnen durch zu den Rinnen senkrecht stehende Querkanäle (9) unterbrochen.

Erfindungsgemäß vorteilhaft ist es, wenn die Querkanäle dort Ver- engungen aufweisen, wo zwei Bodenbereiche mit entgegengesetzter Strömungsrichtung aneinandergrenzen. Im Extremfall kann die Ver- engung zu einem Verschluss verwachsen sein.

Im einfachsten Fall können diese Einengungen durch stirnseitig zueinander enger angeordnete Gasdurchtrittsöffnungen und/oder Hauben gebildet sein. Im vorgenannten Extremfall wären dann bei dieser Variante zwei Gasdurchtrittsöffnungen und Hauben stirnsei- tig zu einer einzigen (längeren) Gasdurchtrittsöffnung und Haube verwachsen.

Die Breite B zwischen den unteren Längsrändern einer Haube wird an die ins Auge gefasste Gasbelastung angepasst.

In der Regel beträgt B 2 cm bis 20 cm oder bis 30 cm, häufig 4 cm bis 8 cm-.

Die Längsseiten der Gasdurchtrittsöffnungen und/oder Hauben be- tragen in der Regel 5 cm bis 200 cm, häufig 10 cm bis 100 cm.

Ein verbesserter Flüssigkeitszulauf zu dahinterliegenden Rinnen wird erreicht, wenn die Oberseite der Hauben an, wenigstens einem Haubenende zum Ende hin eine Abflachung aufweist.

Durch Einstellung des Winkels a (> 0 und < 90°) zwischen Leitflä- che und Längsseite der Haube kann zu hohen Gasgeschwindigkeiten und, daraus resultierend, zu hohen Flüssigkeitsströmungen entge- gengewirkt werden. Je kleiner dieser Winkel (d. h., je größer die Anstellung der Gasaustrittsschlitze) desto größer die Flüssig- keitsströmung.

Einige spezielle Ausführungsformen der Erfindung sind in den Fi- guren 4 bis 12 dargestellt und werden im folgenden näher be- schrieben.

Figur 4 zeigt in Draufsicht die gerichtete Flüssigkeitsströmung auf einem erfindungsgemäßen Querstrom-Stoffaustauschbo- den.

Figur 5 zeigt eine perspektivische Ansicht eines Teils eines erfindungsgemäßen Stoffaustauschbodens.

Figur 6 zeigt eine perspektivische Ansicht einer Haube eines erfindungsgemäßen Stoffaustauschbodens.

Figur 7 zeigt einen senkrechten Längsschnitt durch eine Haube mit Leitelement und den Boden.

Figur 8 zeigt einen senkrechten Querschnitt durch eine Haube und den Boden.

Figur 9 zeigt einen senkrechten Längsschnitt im Bereich zweier Haubenenden mit Abflachung, die zwischen sich einen Flüssigkeitsdurchtritt bilden.

Figur 10 zeigt eine Seitenansicht der im Anstellwinkel an die Aufgabenstellung anpassbareh Leitflächen einer Haube.

Figur 11 zeigt einen Querschnitt durch eine Haube mit im An- stellwinkel an die Aufgabenstellung anpassbaren Leit- flächen einer Haube.

Figur 12 zeigt eine kaskadenförmige Ausführung des erfindungs- gemäßen Stoffaustauschbodens.

Der in den Figuren 4 bis 8 dargestellte Boden 1 weist ein Boden-- blech auf, das eine Vielzahl paralleler, länglicher, schlitzför- miger Gasdurchtrittsöffnungen 7 als Dampfkamine aufweist. Die Dampfkamine sind mit ihrer Längskante senkrecht zur Verbindungs- linie von Zulauffläche 2 zum Ablaufschacht 3 angeordnet und bil- den mit ihren Seitenwänden 10 Rinnen 6, durch die die Flüssigkeit geleitet wird. über die Dampfkamine sind Hauben 4 gesetzt, die besonders geformte Gasaustrittsschlitze 5 in ihren Seitenwänden 4a aufweisen, die in die Rinne 6 und damit in die Flüssigkeit hineinragen.

Ein Rand jedes Gasaustrittsschlitzes 5 bildet eine schräge Leit- fläche 5a, durch die das Gas gerichtet in die Flüssigkeit gebla- sen wird, um eine gerichtete Strömung der Flüssigkeit in der Rinne 6 zu erzeugen. Die Leitflächen 5a sind in ihrer Winkelein- stellung an die Aufgabenstellung anpassbar. Für hohe Gasgeschwin- digkeiten wird der Winkel a vergrößert und damit die Flüssig- keitsströmung in den Rinnen 6 verringert. Zusätzlich kann eine Anpassung über die Anzahl der Schlitze vorgenommen werden. Durch die von den geschlitzten Hauben gebildeten Strömungskanäle 6 wird Flüssigkeit von der Zulauffläche 2 zum Ablaufschacht 3 geführt.

Die Überlaufkante 8 am Ablaufschacht und die Dampfkaminhöhe sor- gen für einen bis oberhalb des Schlitzes 5 reichenden Flüssig- keitsstand auf dem Boden. Die Gase oder Dämpfe steigen von unten her durch die Dampfkamine 7 in die Haube 4 und treten durch die

Schlitze 5 in die Flüssigkeit, wobei auf diese ein Strömungsim- puls übertragen wird.

Mehrere in Querstromrichtung hintereinander liegende Haubenlinien 4 besitzen erfindungsgemäß dieselbe Strömungsrichtung. Durch sol- che Gleichrichtung der Leitflächen 5a an den Gasaustrittsschlit- zen 5 in mehreren hintereinander liegenden Haubenlinien und das Verändern der Abstände 9 zwischen in einer Linie befindlichen Hauben 4 kann die Flüssigkeitsführung des erfindungsgemäßen Stof- faustauschbodens in idealer Weise auf große Kolonnendurchmesser angepasst werden. Zusätzlich kann die untere Haubenbreite B bei hoher Gaslast vergrößert werden.

Durch das Anbringen von senkrechten, meist flachen, Leitelemen- ten 17 auf den Hauben 4 wird eine Überströmen der Hauben mit Flüssigkeit gemindert. Im übrigen wird der erhöhte Wirkungsgrad des erfindungsgemäßen Stoffaustauschbodens darauf zurückgeführt, dass er folgende Eigenschaften aufweist : - enge Verweilzeitverteilung ; - minimale Rückvermischung ;- - gute Annäherung an eine kolbenförmige Strömung. f Bei bei extremen Gasbelastungen auftretenden hohen Gasgeschwin- digkeiten in den Schlitzen 5 kann bei Bedarf durch Veränderung der Geometrie der Haube und durch den Einsatz von Deentrainerele- menten über den Hauben (z. B. das Anbringen von Packungen oder Füllkörperschüttungen zwischen den Böden) entgegengetreten wer- den.

Um in den Durchtrittsbereichen 9 zwischen den Kopfenden zweier Hauben 4 den Flüssigkeitszulauf zu den dahinter liegenden Rinnen zu verbessern, können die Oberseiten der Hauben 4 an ihren Enden bzw. Kopfseiten in Form schräger, zu den Enden hin abfallenden Abflachungen 16, abgeflacht sein. In einer Ausführungsform des erfindungsgemäßen Stoffaustauschbodens befinden sich die Gas- durchtrittsöffnungen in Querstromrichtung nicht in einer Ebene, sondern sind in treppenförmig aufeinander folgende Ebenen gelegt (Kaskadenausführung gemäß Fig. 12), wobei sich am Übergang von einer Ebene in die darauffolgende Ebene zweckmäßig ein Überlauf- wehr (18) und sich die höchstgelegene Ebene beim Zulauf sowie die tiefstgelegene Ebene beim Ablauf befindet.

Als Werkstoffe für die erfindungsgemäßen hydraulisch abgedichte- ten Querstrom-Stoffaustauschböden kommen Edelstähle (z. B. 1.4301, 1.4541, 1.4401, 1.4404, 1.4571, 1.4000, 1.4435, 1.4539 u. a. ), Ha-

steloy C4, Aluminium, Kupfer, Titan, Monel und Kunststoffe wie z. B. KERA, Diabon, PVC u. a. in Betracht.

Die erfindungsgemäßen Querstrom-Stoffaustauschböden eignen sich insbesondere für Gasbelastungsfaktoren (= Gasleerrohrgeschwindig- keit * (Wurzel aus der Gasdichte) ) im Bereich von 0,1 (Pa) 0, 5 bis 3 (Pa) 0, 5 und für Flüssigkeitsbelastungen im Bereich von 0, 001 bis 10 m3/ (M2. h). Sie können sowohl unter Normaldruck, unter reduzier- tem Druck und unter Überdruck betrieben werden.

Selbstverständlich können erfindungsgemäße Querstrom-Stoffau- stauschböden in einer Trennkolonne als einzige Einbauten zur An- wendung kommen. Sie können jedoch auch in Kombination mit anderen Bodentypen (z. B. Dual-Flow-Böden und/oder Ventilböden) und/oder in Kombination mit von Böden verschiedenen Einbauten (z. B. Pak-. kungen und/oder Füllkörpern) innerhalb einer Trennkolonne zur An- wendung-kommen. Erfindungsgemäße Querstrom-Stoffaustauschböden enthaltende Trennkolonnen eignen sich für thermische Trennverfah- ren jedweder Art.

Unter Dual-Flow-Böden sollen in dieser Schrift Siebböden ohne Ab- laufsegement verstanden werden. Dabei handelt es sich um Platten mit einfachen Durchtrittsstellen (Löcher, Schlitze etc. ), die vielfach auch als Regensiebböden bezeichnet werden.

Durch die Abwesenheit von Ablaufsegmenten (Ablaufschächten) tre- ten das aufsteigende Gas und die in der Trennkolonne absteigende Rücklaufflüssigkeit entgegengesetzt strömend durch die gleichen Durchtrittsstellen des Bodens.

Der Querschnitt der Durchtrittsstellen wird in an sich bekannter Weise der Belastung der Kolonne angepasst. Ist er zu klein, strömt das aufsteigende Gas mit so hoher Geschwindigkeit durch die Durchtrittsstellen, dass die in der Kolonne absteigende Flüs- sigkeit im wesentlichen ohne Trennwirkung mitgerissen wird. Ist der Querschnitt der Durchtrittsstellen zu groß, bewegen sich auf- steigendes Gas und absteigende Flüssigkeit im wesentlichen ohne Austausch aneinander vorbei und der Boden läuft Gefahr, trocken zu laufen. D. h., der Arbeitsbereich für Dual-Flow-Böden ist durch 2 Grenzpunkte festgelegt. Eine minimale Grenzgeschwindigkeit muß vorhanden sein, damit auf dem Boden eine gewisse Flüssigkeits- schicht gehalten wird, um ein Arbeiten des Bodens zu ermöglichen.

Die obere Grenze ist durch den Flutpunkt festgelegt, wenn die Ge- schwindigkeit zum Stau der Flüssigkeit auf den Regensiebböden führt und ein Durchregnen verhindert wird. Im normalen Arbeitsbe- reich regnet die in der Trennkolonne absteigende Flüssigkeit in

Tropfen von Dual-Flow-Böden zu Dual-Flow-Boden, d. h., zwischen den Regensiebböden wird die geschlossene Gasphase von einer zer- teilten Flüssigkeitsphase durchsetzt. Die auf dem Regensiebboden auftretenden Tropfen werden teilweise versprüht.

In der Regel schließt jeder Dual-Flow-Boden, ebenso wie jeder er- findungsgemäße Stoffaustauschboden, bündig mit den Kolonnenwänden ab. Es gibt aber auch Ausführungsvarianten, bei denen zwischen Kolonnenwand und Boden ein Zwischenraum besteht, der nur teil- weise durch Brücken unterbrochen ist. Neben den eigentlichen Durchtrittsöffnungen weisen Dual-Flow-Böden in der Regel noch Öffnungen auf, die z. B. eine Befestigung des Bodens auf Auflage- ringen oder ähnlichem ermöglichen (vgl. z. B. DE-A 10159823).

Für die Zwecke dieser Schrift verwendbare Dual-Flow-Böden sind z. B. in Technische Fortschrittsberichte, Bd. 61, Grundlagen der Dimensionierung von Kolonnenböden, Seite 196 bis 211, Verlage Theodor Steinkopf, Dresden (1967) und in der DE-A 10230219 be- schrieben.

Unter Ventilböden sollen in dieser Schrift Querstromböden ver- standen werden, die Bodenbohrungen mit hubbegrenzten Teller-, Ballast-oder Hebeventilen (Schwimmklappe) aufweisen, die die Größe der Dampfdurchtrittsöffnung der jeweiligen Kolonnenbela- stung anpassen. Der aufsteigende Gasstrom wird abgelenkt, strömt parallel zum Boden in die gestaute Rücklaufflüssigkeit und bildet eine Sprudelschicht aus.. Bewehrte Ablaufrohre führen den Rücklauf von Boden zu Boden. Häufig sind sie zweiflutig gestaltet. Sie können aber auch drei-und mehrflutig (z. B. bis zu achtflutig) gestaltet sein. In der Regel ist es zweckmäßig die Flutigkeit mit dem Kolonnendurchmesser zu erhöhen.

Die erfindungsgemäßen Querstrom-Stoffaustauschböden eignen sich insbesondere zur Durchführung eines Verfahrens der fraktionieren- den Kondensation eines Acrylsäure enthaltenden Produktgasgemi- sches einer heterogen katalysierten Gasphasen-Partialoxidation von C3-Vorläufern der Acrylsäure mit molekularem Sauerstoff in ei- ner Trennkolonne gemäß der DE-A 19924532, die von unten nach oben zunächst Dual-Flow-Böden und im Anschluss daran erfindungsgemäße Querstrom-Stoffaustauschböden enthält.

Unter dem Begriff"C3-Vorläufer"von Acrylsäure werden dabei sol- che chemischen Verbindungen zusammengefaßt, die formal durch Re- duktion von Acrylsäure erhältlich sind. Bekannte C3-Vorläufer von Acrylsäure sind z. B. Propan, Propen und Acrolein. Aber auch Ver- bindungen wie Propionaldehyd oder Propionsäure sind zu den C3-Vor- läufern zu zählen. Von ihnen ausgehend handelt es sich bei der

heterogen katalysierten Gasphasen-Partialoxidation mit molekula- rem Sauerstoff wenigstens teilweise um eine oxidative Dehydrie- rung.

Bei den relevanten heterogen katalysierten Gasphasen-Partial- oxidationen werden die genannten C3-Vorläufer der Acrylsäure, in der Regel mit inerten Gasen wie z. B. Stickstoff, CO,, CO2, inerten Kohlenwasserstoffen und/oder Wasserdampf verdünnt, im Gemisch mit molekularem Sauerstoff bei erhöhten Temperaturen sowie gegebenen- falls erhöhtem Druck über übergangsmetallische Mischoxidkatalysa- toren geleitet und oxidativ in ein Acrylsäure enthaltendes Pro- duktgasgemisch umgewandelt.

In typischer Weise ist das Acrylsäure enthaltende Produktgasge- misch einer heterogen katalysierten Gasphasen-Partialoxidation von C3-Vorläufern der Acrylsäure mit molekularem Sauerstoff an im festen Aggregatzustand befindlichen Katalysatoren wie folgt zu- sammengesetzt : 1 bis 30 Gew.-% Acrylsäure, 0,05 bis 10 Gew.-% molekularer Sauerstoff, 1 bis 30 Gew.-% Wasser, 0 bis 5 Gew.-% Essigsäure, ; 0 bis 3 Gew. -% Propionsäure, 0 bis 1 Gew.-% Maleinsäure und/oder Maleinsäure-Anhydrid, 0 bis 2 Gew.-% Acrolein, 0 bis 1 Gew. -% Formaldehyd, 0 bis 1 Gew.-% Furfural, 0 bis 0,5 Gew.-% Benzaldehyd 0 bis 1 Gew. -% Propen, und als Restmenge inerte Gase wie z. B. Stickstoff, Kohlenmonoxid, Kohlendioxid, Methan oder Propan.

Die Gasphasenoxidation selbst kann wie im Stand der Technik be- schrieben durchgeführt werden. Ausgehend von Propen kann die Gasphasenoxidation z. B. in zwei aufeinanderfolgenden Oxidations- stufen durchgeführt werden, wie sie in der EP-A 700714 und in der EP-A 700893 beschrieben sind. Selbstverständlich können aber auch die in der DE-A 19740253 sowie in der DE-A 19740252 zitierten Gasphasenoxidationen zur Anwendung kommen.

In der Regel beträgt die Temperatur des die Gasphasenoxidation verlassenden Produktgasgemisches 150 bis 350°C, häufig 200 bis 300°C.

In einem Quenchsystem wird das heiße Produktgasgemisch zweckmäßi- gerweise zunächst durch direkte Kühlung auf eine Temperatur von 100 bis 180°C abgekühlt, bevor es gemeinsam mit der verwendeten Quenchflüssigkeit zum Zweck der fraktionierenden Kondensation in den untersten Abschnitt (den Sumpf) der die erfindungsgemäßen Querstrom-Stoffaustauschböden enthaltenden erfindungsgemäßen Trennkolonne geführt wird. Der in der Kolonne herrschende Be- triebsdruck beträgt in der Regel 0,5 bis 5 bar, häufig 0,5 bis 3 bar und vielfach 0,5 bis 2 bar.

Als Quenchvorrichtung können alle im Stand der Technik für diesen Zweck bekannten Vorrichtungen (z. B. Sprühwäscher, Venturiwäscher, Blasensäulen oder sonstige Apparate mit berieselten Oberflächen) eingesetzt werden, wobei vorzugsweise Venturi-Wäscher oder Sprüh- kühler verwendet werden. Bevorzugt wird eine Gleichstromvorrich-. tung (z. B. eine Prallplattendüse) verwendet. Zur indirekten Küh- lung oder Erwärmung der Quenchflüssigkeit wird diese, insbeson- dere beim Anfahren, über einen Wärmeüberträger bzw. Wärmetauscher geführt. Diesbezüglich eignen sich alle gängigen Wärmeüberträger oder Wärmetauscher. Als bevorzugt seien Rohrbündelwärmetauscher, Plattenwärmetauscher und Luftkühler genannt. Geeignete Kühlmedien sind Luft beim entsprechenden Luftkühler und Kühlflüssigkeiten, insbesondere Wasser, bei den anderen Kühlvorrichtungen.

Als Quenchflüssigkeit kann z. B. Sumpfflüssigkeit aus der erfin- dungsgemäßen fraktionierenden Kondensation oder ein Gemisch aus Sumpfflüssigkeit und bei Rückspaltung einer Teilmenge der Sumpf- flüssigkeit anfallendem, mit Polymerisationsinhibitor versetztem, Kondensat verwendet werden. D. h., bei Bedarf können bezüglich ei- ner Teilmenge der der erfindungsgemäßen Trennkolonne kontinuier- lich entnommenen Sumpfflüssigkeit die in dieser Teilmenge enthal- tenen, durch Michael-Addition in reversibler Weise gebildeten, Acrylsäureoligomere durch Einwirkung erhöhter Temperaturen (130 bis 250°C) und gegebenenfalls unter Zugabe saurer bzw. basischer Spaltkatalysatoren bei reduziertem Druck (z. B. 100 mbar oder 200 mbar bis 500 mbar) in Acrylsäure rückgespalten werden. Die dabei dampfförmig entweichende Acrylsäure wird in zweckmäßiger- weise kondensiert, dabei mit Polymerisationsinhibitor versetzt (z. B. Phenothiazin in rein'abgetrennter Acrylsäure gelöst) und mit der übrigen entnommenen Sumpfflüssigkeit vereinigt als Quenchflüssigkeit verwendet. Die Temperatur der Quenchflüssigkeit liegt nach Verlassen des oben genannten Wärmetauschers in der Re- gel bei 100 bis 150°C. Die Einleitstelle für das Gemisch aus ge- quenchtem Produktgasgemisch der katalytischen Gasphasenoxidation und verwendeter Quenchflüssigkeit in die erfindungsgemäße Trenn- kolonne befindet sich im Sumpfraum dieser Kolonne, der zweckmäßi- gerweise einen Zentrifugaltropfenabscheider integriert enthält

und durch einen ersten Kaminboden von untersten Dual-Flow-Böden getrennt ist.

Der Kaminboden fungiert gleichzeitig als Sammelboden, von dem kontinuierlich Kondensat entnommen und in den Sumpfraum und/oder in den Quenchraum geführt wird. Oberhalb des ersten Kaminbodens ist eine erste Serie von in der Regel äquidistanten Dual-Flow-Bö- den in der Trennkolonne untergebracht, die von einem zweiten Ka- minboden (Fangboden) abgeschlossen wird. Von diesem zweiten Fang- boden wird im Seitenabzug als Mittelsiederfraktion rohe Acryl- säure kontinuierlich entnommen, die im Normalfall eine Reinheit von 95 Gew.-% aufweist. Zweckmäßigerweise wird man diese rohe Acrylsäure weiteren destillativen und/oder kristallisativen Wei- terreinigungsstufen zuführen und wenigstens einen Teil der im Rahmen dieser Destillation (Rektifikationen) und/oder Kristal- lisationen anfallenden Sumpfflüssigkeiten und/oder Mutterlaugen unterhalb des zweiten, aber oberhalb des ersten Fangbodens in die erfindungsgemäße Trennkolonne rückführen.

Erfindungsgemäß zweckmäßig wird man die als Mittelsiederfraktion entnommene rohe Acrylsäure zum Zweck der Weiterreinigung einer Kristallisation zuführen. Das zu verwendende Kristallisationsver- fahren unterliegt keiner Beschränkung. Die Kristallisation kann kontinuierlich oder diskontinuierlich, einstufig oder mehrstufig bis zu beliebigen Reinheitsgraden durchgeführt werden. Bei Bedarf kann der kristallisativ zu reinigenden rohen Acrylsäure vorab der Kristallisation Wasser zugesetzt werden (in der Regel enthält diese dann, bezogen auf die enthaltene Menge an Acrylsäure, bis zu 10 Gew.-%, meist bis zu 5 Gew.-% an Wasser).

Es überrascht, dass eine veresterungsgerechte Acrylsäure (Rein- heit 2 98 Gew.-%) bereits durch eine einzige Kristallisationsstufe erzielt werden kann. Zweckmäßigerweise wird diese Kristallisati- onsstufe als Suspensionskristallisation ausgeführt, wie es in Spalte 10 der DE-A 19924532 beschrieben ist. Die bei der Suspen- sionskristallisation entstehenden Acrylsäure-Kristalle haben eine würfel-bis quaderförmige Erscheinungsform. Das Länge (L) zu Dicke (D) Verhältnis liegt dabei üblicherweise im Bereich von L : D = 1 : 1 bis L : D = 6 : 1, bevorzugt im Bereich 1 : 1 bis 4 : 1, und besonders bevorzugt im Bereich 1,5 : 1 bis 3,5 : 1. Die Dicke D der Kristalle liegt üblicherweise im Bereich von 20 bis 600 um, oft bei 50 bis 300 plm. Die Länge L der Kristalle liegt üblicherweise im Bereich von 50 bis 1500 pm, oft bei 200 bis 800 Um. Trennt man das Suspensionskristallisat von der verbliebenen Mutterlauge mit- tels einer Schmelz-Waschkolonne (z. B. einer solchen gemäß der DE-A 10223058), kann mittels einer einzigen Kristallisationsstufe sogar superabsorbergerechte Acrylsäure (Reinheit : 99, 7 Gew.-%),

d. h., Acrylsäure, die sich zur Herstellung von Wasser superabsor- bierenden Polyacrylaten eignet, erzielt werden. In diesem Fall führt man in zweckmäßiger Weise die Gesamtmenge der abgetrennten Mutterlauge in die erfindungsgemäße Trennkolonne zurück.

Die Kristallisation kann aber auch als fraktionierte Fallfilmkri- stallisation durchgeführt werden, wie sie die EP-A 616998 emp- fiehlt. Diese kann z. B. zwei Reinigungsstufen umfassen (diesbe- züglich geeignete Fallfilmkristallisatoren können z. B. 1000 bis 1400 Kristallisationsrohre einer Länge von 10 bis 15 m und eines Außendurchmessers von 50 bis 100 mm enthalten). Die in der zwei- ten Reinigungsstufe abgetrennte Mutterlauge wird zweckmäßig in die erste Reinigungsstufe rückgeführt. Die in der ersten Reini- gungsstufe abgetrennte Mutterlauge wird vorteilhaft vollständig in die erfindungsgemäße Trennkolonne rückgeführt. Das Reinprodukt der ersten Reinigungsstufe kann vollständig oder nur teilweise der zweiten Reinigungsstufe zugeführt werden. Erfolgt nur eine Teilzuführung wird man die verbleibende Restmenge in der Regel mit dem Reinprodukt der zweiten Reinigungsstufe zum dann ver- brauchsgerechten Endprodukt abmischen.

Erfindungsgemäß zweckmäßig wird man eine Teilmenge der dem zwei- ten Fangboden entnommenen rohen Acrylsäure dem unterhalb dieses Fangbodens befindlichen Dual-Flow-Boden zuführen. Diesem Boden wird man in der Regel auch Mutterlauge zuführen. Vorab der Zufuhr wird man die Mutterlauge in der Regel auf eine Temperatur erwär- men, die in etwa der Entnahmetemperatur der rohen Acrylsäure ent- spricht.

Oberhalb des zweiten Fangbodens schließt sich zunächst eine zweite Serie von, zweckmäßigerweise äquidistanten, Dual-Flow-Bö- den an, die dann von den erfindungsgemäßen Querstrom-Stoffau- stauschböden, die zweckmäßigerweise gleichfalls äquidistant an- geordnet sind, abgelöst werden. Der oberste Dual-Flow-Boden ist häufig als Verteilerboden ausgerüstet. D. h., er weist z. B. Über- laufrinnen mit gezacktem Überlauf auf.

Die erfindungsgemäßen Querstrom-Stoffaustauschböden werden mit einem dritten Kaminboden (Fangboden) abgeschlossen.

Oberhalb des dritten Fangbodens befinden sich, vorzugsweise zwei- flutige, Ventilböden. Das Prinzip von Ventilböden sowie erfin- dungsgemäß verwendbare Ventilböden finden sich z. B. in Technische Fortschrittsberichte, Band 61, Grundlagen der Dimensionierung von Kolonnenböden, S. 96 bis 138. Sie sind im wesentlichen dadurch charakterisiert, dass sie dem durchströmenden Dampf über einen weiten Belastungsbereich eine der jeweiligen Belastung entspre-

chende Durchstromöffnung zur Verfügung stellen. Erfindungsgemäß bevorzugt werden Ballastböden verwendet. D. h., in den Öffnungen des Bodens befinden sich Käfige mit durch Gewichte verschlossenen Öffnungen. Erfindungsgemäß besonders bevorzugt sind W12-Ventile der Fa. Stahl, DE, Viernheim. Im Ventilbodenraum kondensiert im wesentlichen Wasser sowie schwerer als Wasser flüchtige Bestand- teile. Das dabei gewonnene Kondensat wird als Sauerwasser be- zeichnet.

Vom dritten Fangboden wird kontinuierlich Sauerwasser entnommen.

Ein Teil des entnommenen Wassers wird auf den obersten der erfin- dungsgemäßen Querstrom-Stoffaustauschböden in die Kolonne rückge- führt. Ein anderer Teil des entnommenen Sauerwassers wird durch indirekten Wärmetausch abgekühlt und, in zweckmäßiger Weise ges- plittet, ebenfalls in die erfindungsgemäße Trennkolonne rückge- führt. Eine Teilmenge wird dabei auf den obersten Ventilboden (mit einer Temperatur von 12 bis 22, bevorzugt 12 bis 17°C) und die andere Teilmenge auf einen zwischen dem dritten Fangboden und dem obersten Ventilboden etwa mittig gelegenen Ventilboden in die erfindungsgemäße Trennkolonne rückgeführt (mit einer Temperatur von 18 bis 32, bevorzugt 18 bis 25°C). ~ Ein Teil der Abkühlung wird dadurch bewirkt, dass das Sauerwasser über den Propylenverdampfer geführt wird, um flüssig gelagertes- Propylen für die heterogen katalysierte Gasphasenoxidation in die Gasphase zu überführen.

Leichter als Wasser flüchtige Bestandteile werden am Kopf der er- findungsgemäßen Trennkolonne gasförmig abgezogen und im Normal- fall wenigstens teilweise als Verdünnungsgas in die Gasphasenoxi- dation rückgeführt. Um im Kreisgasverdichter Kondensation zu ver- meiden, wird das Abgas zuvor durch indirekten Wärmeaustausch überhitzt. Der nicht im Kreis geführte Teil des Abgases wird nor- malerweise der Verbrennung zugeführt.

Zum Zweck der Polymerisationsinhibierung wird dem obersten der erfindungsgemäßen hydraulisch abgedichteten Querstrom-Stoffau- stauschböden eine Lösung von p-Methoxyphenol = MEHQ in Reinpro- dukt und gegebenenfalls zusätzlich eine Lösung von Phenothiazin in Reinprodukt zugeführt. Diese Lösung wird auch zur'Reinprodukt- stabilisierung verwendet.

Zusätzlich wird etwa in der Mitte des Kolonnenabschnitts mit den erfindungsgemäßen hydraulisch abgedichteten Querstrom-Stoffau- stauschböden eine Lösung von Phenothiazin (= PTZ) in Reinprodukt zugeführt.

Prinzipiell kann die Sauerwasserbildung auch außerhalb der erfin- dungsgemäßen Trennkolonne praktiziert werden. In diesem. Fall wird man aus dem dann am Kopf der Kolonne entweichenden Leichtsieder- gasstrom in zweckmäßiger Weise durch direkte Kühlung in einem an Einbauten freien oder Einbauten enthaltenden Raum mittels einer zweiten Quenchflüssigkeit im wesentlichen Wasser auskondensieren.

Das dabei gewonnene Kondensat ist wiederum das Sauerwasser. Einen Teil des Sauerwassers wird man dann in sinnvoller Weise zur Erhö- hung der Trennleistung am Kopf der Kolonne in selbige rückführen.

Ein weiterer Teil des Sauerwassers wird zweckmäßigerweise ausge- schleust und entsorgt (z. B. verbrannt) und der verbleibende Teil des Sauerwassers wird üblicherweise in einem externen Wärmetau- scher indirekt abgekühlt und als die zweite Quenchflüssigkeit verwendet. Leichter als Wasser flüchtige Bestandteile des Leichtsiederstroms bilden wiederum Abgas, das normalerweise we- nigstens teilweise als Kreisgas in die Gasphasenoxidation rückge- führt wird.

Vorzugsweise erstrecken sich die Dual-Flow-Böden beim erfindungs- gemäßen Verfahren in der erfindungsgemäßen Trennkolonne in etwa bis zu dem Querschnitt in der Trennkolonne, von dem ab die Acryl- säuregehalte der Rücklaufflüssigkeit zum Kolonnenkopf hin be- trachtet < 20 Gew.-%, bezogen auf das Gewicht der Rücklaufflüssig- keit, betragen.

Die Anzahl an Dual-Flow-Böden beträgt für das erfindungsgemäße Trennverfahren in der Regel 25 bis 45. Ihr Öffnungsverhältnis liegt zweckmäßig bei 15 bis 25 %. Als Durchtrittsstellen weisen die erfindungsgemäß einzusetzenden Dual-Flow-Böden bevorzugt kreisrunde Löcher mit einem einheitlichen Kreisdurchmesser auf.

Letzterer beträgt zweckmäßig 10 bis 20 mm. Bei Bedarf kann man in der erfindungsgemäßen Trennkolonne die Lochdurchmesser von oben nach unten verjüngen oder vergrößern und/oder die Anzahl der Lö- cher vermindern oder vergrößern (z. B. kann der Lochdurchmesser einheitlich 14 mm betragen und das Öffnungsverhältnis von oben nach unten von 17,4 % auf 18,3 % zunehmen). Erfindungsgemäß kann jedoch die Lochanzahl über alle Dual-Flow-Böden auch konstant sein. Ferner sind die kreisrunden Löcher über den individuellen Dual-Flow-Böden bevorzugt in strenger Dreiecksteilung gleichmäßig angeordnet (vgl. DE-A 10230219).

Ferner zeigt der Stanzgrat der in den erfindungsgemäß mitzuver- wendenden Dual-Flow-Böden herausgestanzten Durchtrittsöffnungen in der erfindungsgemäßen Trennkolonne bevorzugt nach unten (uner- wünschte Polymerisatbildung wird dadurch gemindert).

Erfindungsgemäß sinnvoll ist es, wenn die Anzahl der für das er- findungsgemäße Verfahren eingesetzten Dual-Flow-Böden etwa 10 bis 15 theoretischen Trennstufen entspricht.

Die Anzahl der sich an die Dual-Flow-Böden in der erfindungsgemä- ßen Trennkolonne anschließenden erfindungsgemäßen hydraulisch ab- gedichteten Querstrom-Stoffaustauschböden wird in der Regel 30 bis 50 betragen. Ihr Öffnungsverhältnis wird erfindungsgemäß zweckmäßig 5 bis 25 %, bevorzugt 10 bis 20 % betragen (das Öff- nungsverhältnis gibt ganz generell den prozentualen Anteil der Durchtrittsquerschnitte am Gesamtquerschnitt wieder ; er liegt bei den erfindungsgemäßen Querstrom-Stoffaustauschböden ganz generell zweckmäßig im vorgenannten Bereich).

Einflutige erfindungsgemäße Querstrom-Stoffaustauschböden werden erfindungsgemäß bevorzugt eingesetzt.

In der Regel wird die Anzahl der erfindungsgemäßen hydraulisch abgedichteten Querstromböden für das erfindungsgemäße Verfahren so bemessen, dass sie etwa 10 bis 30, häufig 25 theoretischen Trennstufen entspricht.

Sowohl die erfindungsgemäßen hydraulisch abgedichteten Querstrom- böden als auch die für das erfindungsgemäße Verfahren zu verwen- denden Ventilböden weisen wenigstens einen Ablaufschacht auf. Sie können beide sowohl einflutig als auch mehrflutig, z. B. zweiflu- tig gestaltet sein, Dabei können sie auch bei einflutiger Gestal- tung mehr als einen Ablaufschacht aufweisen. In der Regel sind auch die Zulaufschächte der Ventilböden hydraulisch abgedichtet.

Im übrigen können bei den erfindungsgemäßen hydraulisch abgedich- teten Querstromböden, von der Orientierung der Treibschlitze ab- gesehen, sowohl Durchtrittsstellen, Kamine als auch die Hauben wie bei den bekannten Thormann-Böden gestaltet und angeordnet werden.

Die Polymerisationsinhibierung des Quenchsystems für das Produkt- gasgemisch der Gasphasenoxidation wird sowohl über die in der zum Quenchen verwendeten Sumpfflüssigkeit enthaltenen Polymerisati- onsinhibitoren als auch über die im gegebenenfalls zum Quenchen mitverwendeten Rückspaltkondensat enthaltenen Polymerisationsin- hibitoren bewerkstelligt.

Wie bereits erwähnt, ist es in der Regel zweckmäßig, die Rück- spaltung unter Zusatz eines anorganischen Salzes, dessen Zusatz zu einer wässrigen Lösung einer starken Brönsted-Säure den pH- Wert der wässrigen Lösung ins alkalische verschiebt, vorzunehmen,

wie es z. B. die DE-C 2407236 empfiehlt. Bezogen auf die der Rück- spaltung zu unterwerfende Menge an Sumpfflüssigkeit wird die zu- zusetzende Menge an basischem Rückspaltkatalysator in der Regel 0,1 bis 5 Gew.-% betragen. Beispiele für erfindungsgemäß geei- gnete Rückspaltkatalysatoren sind KOH, K2CO3, KHC03, NaOH, Na2C03, NaHCO3, LiOH, Li2C03 und CaC03. D. h., geeignete Rückspaltkatalysa- toren sind insbesondere die Alkali-und/oder Erdalkalisalze von schwachen anorganischen oder organischen Brönstedsäuren wie z. B.

Phosphorsäure, Borsäure, Kohlensäure, Ameisensäure oder Essig- säure. Mit anderen Worten eigenen sich somit als Rückspaltkataly- satorn vor allem Alkali-und/oder Erdalkaliphosphate,-borate, - carbonate,-hydrogencarbonate,-formiate und-acetate.

Vorzugsweise wird man die Rückspaltkatalysatoren so wählen, dass sie unter den Rückspaltbedingungen in der Sumpfflüssigkeit lös- lich sind. Gemäß US-A 4293347 wirkt sich auch ein Beisein von Dialkylphthalaten vorteilhaft auf die relevante Rückspaltung aus.

In der Regel wird eine integrierte. Rückspaltung bei einem Druck von < 1 bar und bei einer Temperatur von 130 bis 250°C durchge- führt.

Mit Vorteil beträgt der Druck für die Rückspaltung 25 bis 600, vorzugsweise 100 bis 300 mbar. Die Rückspalttemperatur liegt zweckmäßigerweise bei 140 bis 230°C, vorzugsweise bei 160 bis 200°C. Wird die Rückspaltung kontinuierlich durchgeführt (das er- findungsgemäße Verfahren wird vorzugsweise kontinuierlich durch- geführt), so sollte die Verweilzeit im Rückspaltreaktor 0,5 bis 4 h betragen. In einfacher Weise läßt sich die erfindungsgemäß zu integrierende Rückspaltung in einem Zwangsumlaufentspannungsver- dampfer durchführen. Wie in der US-A 5733075 sowie in der DE-A 4101879 beschrieben, läßt sich die Rückspaltung der Acryl- säureoligomeren prinzipiell ohne Zusatz spezieller saurer oder basischer Spaltkatalysatoren durchführen. Als solche kommen Dode- cylbenzolsulfonsäure, p-Toluolsulfonsäure, Schwefelsäure, die fe- sten sauren Katalysatoren der JP-A 3-178949 oder die bereits er- wähnten anorganischen Salze in Betracht. In der Regel. wird der Rückspaltreaktor während der Rückspaltung von Luft durchströmt.

Der im Spaltreaktor-verbleibende schwerflüchtige Rückstand wird beim erfindungsgemäßen Verfahren regelmäßig seiner Entsorgung, z. B. seiner Verbrennung, zugeführt. Durch Zusatz eines organi- schen Lösungsmittels, z. B. von Methanol, wird der schwerflüchtige Spaltrückstand dabei bei Bedarf fluid gehalten.

Die Temperatur im Sumpf der erfindungsgemäßen Kolonne. liegt in typischer Weise bei 90 bis 150°C, wohingegen die Temperatur auf dem obersten erfindungsgemäßen hydraulisch abgedichteten Quer-

stromboden in typischer Weise bei 40 bis 95°C, häufig bei 60 bis 90°C liegt. Die Entnahmetemperatur der rohen Acrylsäure liegt meist bei 80 bis 110°C.

Die Mitverwendung der erfindungsgemäßen Stoffaustauschböden be- dingt eine verbesserte Trennwirkung, die sich durch einen verrin- gerten Acrylsäuregehalt im Sauerwasser ausweist. Weiterhin ermög- lichen sie einen stabileren Betrieb der erfindungsgemäßen Trenn- kolonne, was sich in einer geringeren Druckverlustschwankung je Boden ausweist.

Es sind so Reinheiten der via Seitenabzug entnommenen rohen Acrylsäure von > 96,6 Gew.-% möglich. In der Regel liegen dabei folgende Nebenkomponentengehalte in der rohen Acrylsäure vor : S 0,9 Gew.-% Essigsäure, < 1,13 Gew. -% Wasser, : 0, 025 Gew.-% Ameisensäure, < 0,0015 Gew.-% Formaldehyd, : 5 0, 01 Gew.-% Acrolein, <0 ; 075 Gew.-% Propionsäure, < 0,42 Gew.-% Furfurale, Gew.-% Allylacrylat, 5 0, 0001 Gew.-% Allylformiat, : 5 0, 5 Gew.-% Benzaldehyd, < 0,17 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, < 0,5 Gew. -% Diacrylsäure, 5 0,025 Gew.-% Phenothiazin und : 0, 014 Gew.-% MEHQ.

Darüber hinausgehende Nebenkomponentengehalte sind in der Regel nicht detektierbar. Das erfindungsgemäße Verfahren bedarf in der Regel keiner Energiezufuhr. Vielmehr bringt das Produktgasgemisch einen ausreichenden Energieinhalt mit.

Beispiel und Vergleichsbeispiel 1. Vergleichsbeispiel (beschrieben wird der stationäre Zustand) Aus einer heterogen katalysierten Gasphasenoxidation'von Propylen wurde ein eine Temperatur von 270°C aufweisendes Produktgasgemisch der nachfolgenden Zusammensetzung erhalten : 10,2874 Gew.-% Acrylsäure, 0,2137 Gew.-% Essigsäure,.

3,8823 Gew.-% Wasser, 0,0230 Gew. -% Ameisensäure, .

0, 0866 Gew. -% Formaldehyd, 0,1590 Gew.-% Acrolein ; 0,0024 Gew.-% Propionsäure, 0,0030 Gew.-% Furfural, 0,0013 Gew.-% Allylacrylat, 0,0003 Gew.-% Allylformiat, 0,0022 Gew. -% Benzaldehyd, 0,1182 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 0,0098 Gew.-% Benzoesäure, 1,9668 Gew. -% C02, 0,6426 Gew.-% CO, 0,6021 Gew.-% Propan, 0,3199 Gew.-% Propylen, 3,3350 Gew.-% 02, und 78,3442 Gew.-% N2.

Weitere Bestandteile wurden nicht detektiert.

Das Produktgasgemisch (190363 kg/h) wurde in einem im Gleichstrom betriebenen Sprühkühler durch direkte Kühlung auf eine Temperatur von 136, 4°C abgekühlt..' Die zur Direktkühlung verwendete Flüssigkeit (Quenchflüssigkeit) war ein Gemisch aus Sumpfflüssigkeit, die der im folgenden be- schriebenen Trennkolonne entnommen wurde, und aus polymerisati- onsinhibiertem Rückspaltkondensat (erhalten durch Rückspaltung einer Teilmenge der Quenchflüssigkeit, Kondensation der resultie- renden Gasphase und Zusatz von polymerisationsinhibiertem Rein- produkt).

Die Zusammensetzung der Quenchflüssigkeit lautete : 16,0276 Gew.-% Acrylsäure, 0,0861 Gew.-% Essigsäure, 0,3278 Gew.-% Wasser, 0,0045 Gew.-% Ameisensäure, 0,0004 Gew.-% Formaldehyd, 0,0070 Gew.-% Acrolein, 0,0095 Gew. -% Propionsäure, 0,2356 Gew.-% Furfurale, 0,0004 Gew.-% Allylacrylat, 0,7910 Gew.-% Benzaldehyd, 4,8366 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 4,9676 Gew.-% Benzoesäure, 25,7217 Gew.-% Diacrylsäure, 32,9952 Gew.-% Polyacrylsäure (Michael-Addukt), 1,3116 Gew.-% Phenothiazin,

0,9970 Gew.-% MEHQ, und 11,6806 Gew.-% sonstige hochsiedende Bestandteile.

Das polymerisationsinhibierte Rückspaltkondensat (1588 kg/h) wies folgende Zusammensetzung auf : 72,0817 Gew.-% Acrylsäure, 0, 1114 Gew.-% Essigsäure, 0,4236 Gew.-% Wasser, 0,0058 Gew. -% Ameisensäure, 0,0006 Gew. -% Formaldehyd, 0,0090 Gew. -% Acrolein, 0,0122 Gew.-% Propionsäure, 0,3000 Gew. -% Furfural, 0,0006 Gew.-% Allylacrylat, 1,0000 Gew.-% Benzaldehyd, 6, 0000 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 5,2295 Gew.-% Benzoesäure, 13,6970 Gew.-% Diacrylsäure, 0,0287 Gew.-% Phenothiazin, und 1,1000 Gew.-% MEHQ.

Ein Teil (2049 kg/h) der Quenchflüssigkeit wurde kontinuierlich entnommen und der Rückspaltung zugeführt. Diese wurde bei einem- Druck von 300 mbar und bei einer Temperatur von 181, 4°C durchge- führt. Das Spaltgas verließ die Rückspaltvorrichtung über einen Zentrifugaltropfenabscheider mit einer Temperatur von 175°C.

Der Spaltrückstand würde durch Zusatz von Methanol fluid gehalten und der Verbrennung zugeführt.

Die Restmenge der Quenchflüssigkeit (595399 kg/h) wurden durch einen Rohrbündelwärmetauscher geführt und anschließend mit einer Temperatur von 130, 7°C zur Direktkühlung des Produktgasgemisches verwendet.

Das bei der Direktkühlung resultierende Gemisch aus abgekühltem Produktgasgemisch und Quenchflüssigkeit wurde in den Sumpf der Trennkolonne (für die fraktionierende Kondensation) geführt. Die Höhe der Trennkolonne betrug 54,3 m.

Der Durchmesser der Trennkolonne betrug im Bereich der Thormann- Boden 6,5 m und ansonsten 6,0 m.

In den Sumps raum der Kolonne war ein Zentrifugaltropfenabscheider integriert, der verhinderte, dass Tröpfchen der Quenchflüssigkeit aus dem Sumpfraum heraus nach oben mitgerissen wurden.

Der Sumpfraum wurde auf einer Kolonnenhöhe (wie alle Höhen vom Sumpfboden aus gerechnet) von 7,80 m durch einen ersten Fangboden (Sammelboden ; Kaminböden mit 16 etwa gleichverteilten bedachten Kaminen ; Kamindurchmesser : 600 mm ; Kaminhöhe : 1 m) abgeschlossen.

Der Sammelboden war doppelwandig mit 2° Gefälle nach Innen und mit zentraler Abzugstasse und Abzugsstutzen (DN-200) gestaltet. Der freie Gasquerschnitt betrug ca. 30 %.

Von diesem ersten Fangboden wurden 55740 kg/h Rücklaufflüssigkeit entnommen und in den Sumpfraum geführt. Die Zusammensetzung die- ser Rücklaufflüssigkeit war : 82, 0869 Gew.-% Acrylsäure, 0,3204 Gew.-% Essigsäure, 1,0184 Gew.-% Wasser, 0,0123 Gew.-% Ameisensäure, 0,0015 Gew.-% Formaldehyd, 0,0131 Gew.-% Acrolein, 0,0556 Gew.-% Propionsäure, 1,2451 Gew.-% Furfurale, 0,0022 Gew.-% Allylacrylat, 0,0001 Gew. -% Allylformiat, 2,8634 Gew. -% Benzaldehyd, 8,7895 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 0,6606 Gew.-% Benzoesäure, 2,6725 Gew.-% Diacrylsäure, 0,0477 Gew.-% Phenothiazin, und 0,2289 Gew.-% MEHQ.

Die Temperatur war 102, 7°C. Der Druck lag bei 1,48 bar.

2,0 m oberhalb des ersten Fangbodens befand sich der erste, von zunächst 15 Dual-Flow-Böden. Diese Dual-Flow-Böden (Lochdurchmes- ser einheitlich 14 mm, Lochanzahl einheitlich 33678, Öffnungsver- hältnis einheitlich 18 %) waren äquidistant angebracht mit einem- Bodenabstand von 380 mm. Die Durchtrittsöffnungen bestanden aus kreisrunden Öffnungen des einheitlichen Durchmessers von 14 mm, wobei der Stanzgrat in der Trennkolonne nach unten zeigte. Das Öffnungsverhältnis betrug ca. 20 %. Die Anordnung der Mittel- punkte der Durchtrittskreise folgte einer strengen Dreieckstei-

lung. Der nächstliegende Abstand zweier Kreismittelpunkte lag bei 30 mm.

Der fünfzehnte Dual-Flow-Boden war als Verteilerboden gestaltet.

Zu diesem Zweck enthielt er zwei Einsteckrohre (DN-150) mit 40 Auslaufbohrungen (Durchmesser : 15 mm) je Einsteckrohr.

Die erste Serie von Dual-Flow-Böden wurde mit einem zweiten Fang- boden (Sammelboden ; Kaminboden mit 16 ca. gleichmäßig verteilten bedachten Kaminen ; Kaminhöhe ca. 1,70 m, Zentrale Abzugstasse mit Abzugsstutzen (DN-250), freier Gasquerschnitt von-30 %) abge- schlossen, der 1,50 m oberhalb des letzten Dual-Flow-Bodens un- tergebracht war.

Von diesem zweiten Fangboden wurde kontinuierlich rohe Acrylsäure entnommen, die wie folgt zusammengesetzt war : 96,6109 Gew.-% Acrylsäure, 0, 9 Gew. -% Essigsäure, 1,1219 Gew.-% Wasser, 0,0250 Gew.-% Ameisensäure, 0, 0015. Gew.-% Formaldehyd, 0,0098 Gew. -% Acrolein, 0,0748 Gew.-% Propionsäure, 0,4141 Gew.-% Furfurale, 0,0025 Gew.-% Allylacrylate, 0,0001 Gew.-% Allylformiat, 0, 1441 Gew.-% Benzaldehyd, 0, 1667 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 0,4935 Gew.-% Diacrylsäure, 0,0216 Gew.-% Phenothiazin, und 0,0134 Gew.-% MEHQ.

89638 kg/h der mit einer Temperatur von 99, 5°C entnommenen rohen Acrylsäure wurden auf den fünfzehnten Dual-Flow-Boden (von unten gerechnet) rückgeführt.

33152 kg/h der mit einer Temperatur von 99, 5°C entnommenen rohen Acrylsäure wurden einer Fallfilmkristallisation mit zwei Reini- gungsstufen gemäß EP-A 616 998 zugeführt. Dazu wurde ihre Temperatur durch indirekten Wärmetausch auf 29°C abgekühlt.

Das Reinprodukt der ersten Reinigungsstufe wurde im vollen Umfang (26940-kg/h) der zweiten Reinigungsstufe zugeführt. Seine Zusammensetzung war wie folgt :

98,9773 Gew-. % Acrylsäure, 0,4552 Gew.-% Essigsäure, 0,2696 Gew. -% Wasser, 0,0127 Gew. -% Ameisensäure, 0,0003 Gew.-% Formaldehyd, 0,0019 Gew.-% Acrolein, 0,0425 Gew.-% Propionsäure, 0,0802 Gew.-% Furfural, 0,0005 Gew.-% Allylacrylat, 0,0279 Gew.-% Benzaldehyd, 0,0323 Gew. -% Maleinsäureanhydrid, 0, 0955 Gew.-% Diacrylsäure, und 0,0042 Gew.-% Phenothiäzin.

Die Mutterlauge der zweiten Reinigungsstufe wurde vollständig in die erste Reinigungsstufe rückgeführt. Die Mutterlauge der ersten Reinigungsstufe wurde in einen Tank gefahren und von dort aus mit einer Temperatur von 90°C in einer Menge von 12678 kg/h auf den fünfzehnten Dual-Flow-Boden (von unten gerechnet) rückgeführt.

Die Zusammensetzung dieser rückgeführten'Mutterlauge war wie folgt : 91, 6109 Gew. -% Acrylsäure, 2, 0442 Gew.-% Essigsäure, 2, 8648 Gew.-% Wasser, 0, 0569 Gew. -% Ameisensäure, 0, 0038 Gew.-% Formaldehyd, 0, 0252 Gew. -% Acrolein, 0,1616 Gew. -% Propionsäure, 1, 0668 Gew. -% Furfural, 0, 0064 Gew. -% Allylacrylat, 0,3713 Gew. -% Benzaldehyd, 0, 4295 Gew.-% Maleinsäureanhydrid, 1, 2712 Gew.-% Diacrylsäure, 0, 0556 Gew.-% Phenothiazin, und 0, 0350 Gew.-% MEHQ.

Der zweiten Reinigungsstufe wurden 20475 kg/h an Reinprodukt ent- nommen, das folgende Zusammensetzung aufwies : 99,709 Gew.-% Acrylsäure, 0,1915 Gew. -% Essigsäure, 0,0428 Gew.-% Wasser, 0,0053 Gew.-% Ameisensäure, 0,0002 Gew. -% Acrolein, 0, 0210 Gew.-% Propionsäure, 0,0100 Gew.-% Furfural,

0,0001 Gew.-% Allylacrylate, 0,0035 Gew.-% Benzaldehyd, 0,0040 Gew. -% Maleinsäureanhydrid, 0,0119 Gew.-% Diacrylsäure, und 0,0005 Gew.-% Phenothiazin.

1991 kg/h dieser Reinacrylsäure wurden mit PTZ versetzt, so dass eine Lösung entstand, die 1,5 Gew.-% PTZ gelöst enthielt (Inhibi- torlösung 1).

38 kg/h dieser Reinacrylsäure wurden mit MEHQ versetzt, so dass eine Lösung entstand, die 30 Gew.-% MEHQ enthielt (Inhibitorlö- sung 2).

10 kg/h der Inhibitorlösung 1 wurden verwendet, um das Kondensat der Rückspaltung zu stabilisieren. 243 kg/h der Inhibitorlösung 1 wurden verwendet, um 18496 kg/h Reinacrylsäure zu stabilisieren.

Im einzelnen wurde die Fallfilmkristallisation wie folgt durchge- führt (vgl. Figur 13). Der der Fallfilmkristallisation zugeführte abgekühlte Strom an roher Acrylsäure wurde zunächst über ein Fil- ter FI (zum Zweck von Polymerisatabtrehnung ; Siebkorbfilter mit einer Maschenweite von ca. 250 pm) gefahren und, dann in einen La- gertank B1 geführt (das gesamte Kristallisationsequipment war aus Edelstahl gefertigt ; der Lagertank war mit einer Heizvorrichtung ausgerüstet ; typische Volumina des Lagertanks B1 liegen im Be- reich von 250 bis 600 m3 ; üblicherweise ist der Lagertank B1 unge- rührt).

Von dort aus wurde die rohe Acrylsäure mittels der Pumpe P1 als Strom 2 in einen Stufenbehälter B2 der Schichtkristallisationsan- lage gefahren. Da es sich bei der zweistufigen Schichtkristalli- sation um ein diskontinuierliches Verfahren handelt, wurde die erste Reinigungsstufe vom Stufenbehälter B2 aus absatzweise mit roher Acrylsäure beschickt (Strom 3). Nach partieller Kristalli- sation dieser Feedsäure wurde die verbliebene flüssige Restsäure und die beim Schwitzen anfallende Schwitzsäure (siehe die Beschreibung des Stufenablaufs im Nachfolgenden) als Strom 9 in den Behälter B3 abgelassen. Die in B3 gesammelte, an Verunreini- gungen angereicherte Acrylsäure wurde über die Pumpe P3 als Strom 10 kontinuierlich in den Tank B6 gefördert und von dort aus als Strom 11 auf den fünfzehnten Dual-Flow-Boden (von unten gerech- net) der Trennkolonne zurückgefahren. Die nach Beendigung des Schwitzens verbliebene Kristallschicht der Reinigungsstufe R1 wurde im Kristallisator (primär durch indirekte Wärmezufuhr) auf- geschmolzen und im gleichen Kristallisationsapparat unmittelbar der zweiten Reinigungsstufe R2 zur Verfügung gestellt (Strom 4).

Die in der Reinigungsstufe R2 nach partieller Kristallisation und Schwitzen verbliebene Restflüssigkeit wurde als Strom 7 in den Behälter B4 abgelassen und über die Pumpe 2 als Strom 8 in den Stufenbehälter B2 transferiert. Das nach Schwitzen verbliebene Kristallisat der Reinigungsstufe R2 wurde im Kristallisator in gleicher Weise wie im Fall der Reinigungsstufe 1 aufgeschmolzen und danach als Strom 5 in den Auffangbehälter B5 abgelassen (ein Teilstrom wurde zur Herstellung der Inhibitorlösung 2 verwendet).

Das Reinprodukt der zweiten Reinigungsstufe R2 wurde im Behälter S zur Herstellung der Inhibitorlösung 1 unter Zusatz des Stabilisators 6 (PTZ) verwendet (anstelle und/oder neben Reinacrylsäure könnte zur Herstellung der Inhibitorlösung 1 und/ oder 2 auch Seitenabzug S3 und/oder. das geschmolzene Kristallisat der Stufe R1 (d. h., S2) verwendet werden). Die Inhibitorlösung 1 wurde als Strom S4 dem geschmolzenen Reinprodukt der Reinigungs- stufe R2-im Behälter B5 zugesetzt, um die gewünschte Stabilisa- torkonzentration in der Reinacrylsäure einzustellen. Als Strom 5 wurde Inhibitorlösung l u. a. zum Zweck der Stabilisierung der Trennkolonne zugeführt. Die Reinigungsstufen wurden sich in der Abfolge R1-R2, R1-R2, R1-R2,.... wiederholend angewandt.

Beide Reinigungsstufen Ru fund R2 wurden in zwei.

Fallfilmkristallisatoren der Fa. Sulzer Chemtec AG, die parallel betrieben wurden, praktiziert. Jeder Kristallisator enthielt 1278.

Fallfilmrohre der Länge 12 m und des Außendurchmessers 70 mm. Der Innendurchmesser betrug 67 mm. In den Rohren strömte die mit einer Umwälzpumpe aufgegebene zu kristallisierende Säure als Fallfilm über die Innenoberfläche. Über die Außenoberfläche der Rohre konnte ein ebenfalls über eine Umwälzpumpe aufgegebenes Wärmeträgermedium (WTM) in Form eines Fallfilms geführt werden.

Als WTM wurde ein Wasser/Glykol-Gemisch verwendet, dessen Ge- frierpunkt <-25°C betrug (alternativ könnte auch ein Wasser/Metha- nol-Gemisch verwendet werden, dessen Gefrierpunkt <-25°C beträgt).

Die maximale Beschickungsmenge der beiden Kristallisatoren liegt bei etwa 120 t zu reinigender Säure/Batch.

Die zur Kristallisationsanlage gehörenden Behälter B2 bis B5 waren ungerührte, begleitbeheizte (mit Begleitheizungsrohren um- wickelt, durch die ein entsprechendes, erwärmbares Wasser/Glykol- Gemisch geschickt wurde) Behälter mit Volumina zwischen 40 und 150 m3.

Die beiden Kristallisatoren waren an ein Heiz-/Kühlsystem ange- schlossen, mit dem die Temperatur des über die Außenflächen der Kristallisationsrohre strömenden Wärmeträgermediums bedarfsge- recht variiert werden konnte.

Das Heiz-/Kühlsystem bestand im wesentlichen aus einer Kompressionskälteanlage als Lieferant für die Kühl-und Heiz- energie und Speicherbehältern zur Pufferung von Wärmeträgermedien mit unterschiedlichen Temperaturen.

Die individuelle Reinigungsstufe Rl oder R2 wurde wie folgt ge- staltet. Nach Befüllen des Kristallisators mit der zu reinigenden Säure und unter Umwälzung der Säure wurde mit dem Wärmeträger ein Abkühlprogramm gestartet. Unter Absenkung der Temperatur wurde auf den Innenoberflächen der Kristallisationsrohre eine zunehmend dicke Kristallschicht ausgefroren. Bei Erreichen der angestrebten Masse an ausgefrorener Säure wurden Abkühlung und Säureumwälzung gestoppt und die verbliebene restliche flüssige Säure abgelassen.

Anschließend wurde unter Anhebung der Wärmeträgertemperatur in einem sogenannten Schwitzschritt die Temperatur der Kristall- schichten erhöht. Dabei trat ein partielles Schmelzen der Kri- stallschichten, vorwiegend in Bereichen unreineren Kristallisats (das einen durch Verunreinigungen erniedrigten Schmelzpunkt auf- weist) auf. Die anfallende Schwitz-Flüssigkeit wurde ebenfalls aus dem Kristallisator abgelassen. Danach wurde unter weiterer Anhebung der Temperatur des WTM über den Schmelzpunkt der reinen Säure hinaus die nach Beendigung des Schwitzvorgangs verbliebene Kristallschicht aufgeschmolzen. Dabei lief ab ausreichendem Flüssigkeitsanfall die Säureumwälzpumpe wieder mit. Nach voll- ständigem Aufschmelzen der Kristallschichten wurde die erhaltene Schmelze als gereinigte Flüssigkeit abgelassen.

Die in typischer weise für die Reinigungsstufen geeigneten Betriebsbedingungen gibt die nachstehende Tabelle wieder, wobei die Werte in Klammern den angewandten Bereich angeben.

Tabelle

Stufe R1 Stufe R2 Arbeitsschritt Kristallisieren Starttemperatur WTM (°C) 0 bis 6 1 bis 7 (2 bis 4) (3 bis 5) Kühlgradient WTM (K/min) 0,3 bis'0,7 0,3 bis 0,7 (0,4 bis 0,6) (0,4 bis 0,6) Ausgefrorener Masseanteil 60 bis 80 65 bis 85 (Gew.-% der Befüllungsmasse) (70 bis 80) (73 bis 83) Arbeitsschritt Schwitzen Starttemperatur WTM (°C) 10 bis 14 11 bis 15 412 bis 13) (13 bis 14) Heizgradient WTM-(K/min) 0,2 bis 0,6 0,2 bis 0,6 (0, 3 bis 0,5) (0,3 bis 0,5) Abgeschwitzter Masseanteil 1 bis 10 1 bis 10°C (Gew.-% der Befüllungsmasse) (4 bis 6) (4 bis 6°C) Arbeitsschritt Aufschmelzen Temperatur WTM (°C) 20 bis 40°C 20 bis 40°C (30 bis 35°C) (30 bis 35°C) Die verwendeten Pumpen waren Kreiselpumpen.

Im übrigen wurde wie in der EP-A 616998 vorgegangen.

10,50 m oberhalb des zweiten Fangbodens befand sich der erste von 21 weiteren Dual-Flow-Böden der bereits beschriebenen Art (Loch- durchmesser wieder einheitlich 14 mm, Lochanzahl jedoch einheit- lich 32020 und Öffnungsverhältnis einheitlich 17,4 %), die wieder äquidistant mit einem Bodenabstand von 380 mm angeordnet waren.

Der letzte dieser 21 Dual-Flow-Böden war mit Überlaufrinnen mit gezacktem Überlauf als Verteilerboden gestaltet.

800 mm oberhalb des letzten Dual-Flow-Bodens begann sich die Trennkolonne konisch zu erweitern. 1500 mm oberhalb des letzten Dual-Flow-Bodens endete diese Erweiterung bei einem Kolonnen- durchmesser von 6,50 m.

Auf dieser Höhe, d. h., 1,50 m oberhalb des letzten Dual-Flow-Bo- dens, begann eine äquidistante (Bodenabstand = 1500 mm) Anordnung von 28 konventionellen, einflutigen Thormann-Böden. Die Thormann- Böden waren derart ausgestaltet, dass über die Anordnung der Treibschlitze in den Hauben der Thormannn-Böden in in Querstrom- Richtung aufeinanderfolgenden Rinnen jeweils eine zueinander ent- gegengesetzte Strömungsrichtung der Flüssigkeit erzeugt wurde.

Das Öffnungsverhältnis der Thormann-Böden betrug 14 %. Das Verhältnis von Kaminfläche zu Schlitzaustrittsfläche betrug 0,8.

Die Kaminhöhe und die Höhe des Ablaufwehrs betrug 40 mm. Die Bo- denfreiheit der Glocke (Abstand zwischen Unterkante Schlitz und Boden) betrug 10 mm. Die Schlitzhöhe betrug 15 mm. Der Winkel zwischen ausgestelltem Schlitz und Längskante der Haube betrug 30 Grad. Die Länge der Längskante der Haube betrug maximal 800 mm. Im Randbereich der Kolonne reduzierte sich die Hauben- länge 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 betrug 66 mm. Die Ablauffläche des Ablaufschachts betrug 1,5 % bezogen auf die Querschnitts- fläche des Bodens. Die Breite zwischen den beiden unteren Längs- rändern einer Haube betrug 64 mm.

Auf der Höhe des obersten Thormann-Bodens begann sich die Trenn- kolonne wieder konisch zu verengen. 700 mm oberhalb des obersten Thormann-Bodens war diese Verengung abgeschlossen und der Kolon- nendurchmesser wieder auf 6,00 m zurückgeschrumpft.

1,70 m oberhalb des obersten Thormann-Bodens befand sich der dritte Fangboden (Sammelboden, Kaminboden mit 16 ca. gleichmäßig verteilten bedachten Kaminen, Kaminhöhe = 1,50 m).

Vom dritten Fangboden wurden 534403 kg/h Sauerwasser mit einer Temperatur von 58, 1°C und bei einem Druck von 1,24 bar entnommen.

Die Zusammensetzung des Sauerwassers war : 9,3861 Gew.-% Acrylsäure, 4,4554 Gew.-% Essigsäure, 83,2650 Gew. -% Wasser, 0,5429 Gew.-% Ameisensäure, 2,2754 Gew. -% Formaldehyd, 0,0374 Gew.-% Acrolein, 0,0079 Gew.-% Propionsäure, 0,0087 Gew.-% Furfurale, 0,0189 Gew.-% Allylformiat, 0,0002 Gew.-% Benzaldehyd, und 0,0001 Gew. -% MEHQ.

26618 kg/h des entnommenen Sauerwassers (58, 1°C) wurde zusammen mit 54 kg/h der Inhibitorlösung 2 (17, 6°C) auf den obersten Thor- mann-Boden rückgeführt.

7249 kg/h des entnommenen Sauerwassers wurden der Verbrennung zugeführt.

300321 kg/h des entnommenen Sauerwassers wurden mit einer Temperatur von i5OC auf den sechsten der nachfolgend zu beschrei- benden Ventilböden (von unten gerechnet) rückgeführt.

200214 kg/h des entnommenen Sauerwassers wurden mit einer Temperatur von 12, 7°C auf den obersten der nachfolgend zu be- schreibenden Ventilböden rückgeführt.

Auf den vierzehnten Thormann-Boden (von unten gerechnet) wurden 1742 kg/h der Inhibitorlösung 1 mit einer Temperatur von 15, 1°C zugeführt.

2300 mm oberhalb des dritten Fangbodens waren in äquidistanter Anordnung (Bodenabstand = 500 mm) 11 zweiflutige Ventilböden an- gebracht. Die Höhe des Ablaufwehrs betrug 35 mm. Das Öffnungsver- hältnis lag bei 18 % und die Summe der Ablaufflächen der Ablauf- schächte von zwei aufeinanderfolgenden Ventilböden betrug 10 % der Kolonnenquerschnittsfläche. Als Ventile wurden VV12-Ventile der Fa. Stahl, DE, Viernheim verwendet. i Der Druck am Kolonnenkopf betrug 1,2 bar.

Am Kolonnenkopf verließen 164001 kg/h Abgas mit einer Temperatur von 14°C und der nachfolgenden Zusammensetzung die Trennkolonne : 0,0563 Gew. -% Acrylsäure, 0,0293 Gew.-% Essigsäure, 0, 8212 Gew.-% Wasser, 0,0015 Gew. -% Ameisensäure, 0,1829 Gew.-% Acrolein, 0,0004 Gew.-% Furfurale, 0,0006 Gew. -% Allylformiat, 2,2830 Gew.-% C02, 0,7459 Gew.-% CO, 0, 6989 Gew.-% Propan, 0,3713 Gew. -% Propylen 3,8711 Gew. -% 02, und 90,9375 Gew. -% N2.

In einem indirekten Wärmetauscher wurde das Abgas auf 38°C erwärmt und anschließend wurden 97099 kg/h dieses Abgases über einen Kreisgasverdichter als Verdünnungsgas in die Gasphasenoxidation rückgeführt und 66902 kg/h des Abgases wurden der Verbrennung zugeführt.

Der Betrieb der Thormann-Böden war durch Schwankungen im Druck- verlust des einzelnen Thormann-Bodens von bis zu 1 mbar je Boden gekennzeichnet. Daraus resultierten Schwankungen im Druckverlust der Dual-Flow-Böden von bis zu 0,5 mbar je Dual-Flow-Boden.

Der Druckverlust im Bereich der ersten sieben Thormann-Böden (von unten gerechnet) betrug durchschnittlich etwa 8 mbar je Thormann- Boden, um mit zunehmender Kolonnenhöhe auf 5 mbar je Thormann-Bo- den abzufallen.

2. Beispiel (stationärer Betrieb) Es wurde wie im Vergleichsbeispiel'verfahren. Die Thormann-Böden wurden jedoch derart umgestaltet, dass die Treibschlitze der Hau- ben von in Querströmungsrichtung aufeinanderfolgenden Strömungs- rinnen jeweils paarweise in eine Richtung ausgerichtet wurden, so dass nicht mehr die Strömungen der Flüssigkeit in zwei solchen unmittelbar aufeinanderfolgenden Rinnen zueinander gegenläufig waren, sondern aufeinanderfolgende Strömungsrinnen paarweise in die gleiche Richtung förderten, und die Strömungsrichtung nur von Paar zu Paar wechselt.

Zudem wurden auf jeder Haube, die einen Richtungswechsel ab- grenzte, über die gesamte Haubenlänge (maximal 800 mm, minimal 200 mm) mittig Leitbleche der Höhe 100 mm angebracht. Zudem wurde der Abstand zwischen zwei in Querstromrichtung auf einer Linie befindlichen Hauben, die einen Richtungswechsel abgrenzten, von 50 mm auf 25 mm verringert.

Bei gleicher Zusammensetzung und Menge an Produktgasgemisch der heterogen katalysierten Gasphasenoxidation und im wesentlichen gleicher Zusammensetzung der der Trennkolonne entnommenen rohen Acrylsäure verringerte sich der Acrylsäuregehalt im Sauerwasser von 9,3861 Gew.-% auf 7,5 Gew.-%, was die verbesserte Trenn- wirkung der erfindungsgemäß modifizierten Thormann-Böden aus- weist. Gleichzeitig verringerten sich die Druckverlustschwankun- gen im Bereich der erfindungsgemäß modifizierten Thormann-Böden von 1 mbar auf 0, 3 mbar pro Boden und die Druckverlustschwankun- gen im Bereich der Dual-Flow-Böden nahm von 0,5 mbar auf 0,1 mbar pro Dual-Flow-Boden ab. Dadurch war ein wesentlich stabilerer Be- trieb der Trennkolonne möglich, was sich in geringeren Schwankun- gen der Regeltemperatur, die auf dem 45sten Boden von unten in- stalliert war, niederschlug (wenn die Temperatur auf dem Boden 45 stieg, wurde der Sauerwasserrücklauf in die Trennkolonne erhöht, wenn diese Temperatur fiel, wurde weniger Sauerwasser in die

Trennkolonne rückgeführt), und Schwankungen in der Qualität der abgezogenen rohen Acrylsäure mindert.

Das Material der Trennkolonne und der in ihr enthaltenen Böden bestand aus Edelstahl der Sorte 1.4571.