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特表2023-553778プロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反応強化の度合いの評価方法
(19)【発行国】日本国特許庁(JP)
(12)【公報種別】公表特許公報(A)
(11)【公表番号】
(43)【公表日】2023-12-26
(54)【発明の名称】プロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反応強化の度合いの評価方法
(51)【国際特許分類】
G16C 20/10 20190101AFI20231219BHJP
C07C 45/50 20060101ALI20231219BHJP
C07C 47/02 20060101ALI20231219BHJP
B01J 10/00 20060101ALI20231219BHJP
【ＦＩ】
G16C20/10
C07C45/50
C07C47/02
B01J10/00 104
【審査請求】有
【予備審査請求】未請求
(21)【出願番号】P 2023516630
(86)(22)【出願日】2022-07-01
(85)【翻訳文提出日】2023-03-13
(86)【国際出願番号】 CN2022103299
(87)【国際公開番号】W WO2023077843
(87)【国際公開日】2023-05-11
(31)【優先権主張番号】202111323701.5
(32)【優先日】2021-11-08
(33)【優先権主張国・地域又は機関】CN
(81)【指定国・地域】
(71)【出願人】
【識別番号】520307724
【氏名又は名称】南京延長反応技術研究院有限公司
【氏名又は名称原語表記】ＮＡＮＪＩＮＧ ＹＡＮＣＨＡＮＧ ＲＥＡＣＴＩＯＮ ＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ ＲＥＳＥＡＲＣＨ ＩＮＳＴＩＴＵＴＥ ＣＯ． ＬＴＤ
【住所又は居所原語表記】ＺＨＯＵ， Ｚｈｅｎｇ Ｎｏ．８８， Ｓｏｕｔｈ Ｔｕａｎ Ｄｉｓｔｒｉｃｔ， Ｊｉａｎｇｂｅｉ Ｎｅｗ Ｄｉｓｔｒｉｃｔ Ｎａｎｊｉｎｇ ， Ｊｉａｎｇｓｕ ２１００４７ Ｃｈｉｎａ
(74)【代理人】
【識別番号】100216471
【弁理士】
【氏名又は名称】瀬戸 麻希
(72)【発明者】
【氏名】張志炳
(72)【発明者】
【氏名】周政
(72)【発明者】
【氏名】張鋒
(72)【発明者】
【氏名】李磊
(72)【発明者】
【氏名】田洪舟
(72)【発明者】
【氏名】魏格林
(72)【発明者】
【氏名】呂文鈞
(72)【発明者】
【氏名】李夏氷
(72)【発明者】
【氏名】李永強
【テーマコード（参考）】
4G075
4H006
【Ｆターム（参考）】
4G075AA03
4G075AA13
4G075AA67
4G075BA10
4G075BD27
4H006AA02
4H006AA04
4H006AC21
4H006AC45
4H006BC11
4H006BC15
4H006BC31
4H006BE20
4H006BE40
(57)【要約】
本発明は、（Ａ）プロピレンのヒドロホルミル化反応速度式を立てるステップと、（Ｂ）
反応ガスの巨視的な反応動力学方程式を立てるステップと、（Ｃ）反応増大係数の数式を
立てるステップと、（Ｄ）液相中の各反応成分の濃度を計算するステップとを含むプロピ
レンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反応強化の度合いの
評価方法を提供する。本発明は、マイクロ界面反応強化技術の経済性を実現すことを目標
とし、空時収量を最大化するため、酸化反応マイクロ界面反応強化の評価方法を決定する
ことで、ブチルアルデヒド合成反応器の設計と操作を最適化することが有益である。
選択図 図１
反応ガスの巨視的な反応動力学方程式を立てるステップと、（Ｃ）反応増大係数の数式を
立てるステップと、（Ｄ）液相中の各反応成分の濃度を計算するステップとを含むプロピ
レンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反応強化の度合いの
評価方法を提供する。本発明は、マイクロ界面反応強化技術の経済性を実現すことを目標
とし、空時収量を最大化するため、酸化反応マイクロ界面反応強化の評価方法を決定する
ことで、ブチルアルデヒド合成反応器の設計と操作を最適化することが有益である。
選択図 図１
【特許請求の範囲】
【請求項1】
プロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反応強化の度合いの評価方法であって、以下のステップ：
（Ａ）プロピレンのヒドロホルミル化反応速度式を立てるステップ、
（Ｂ）反応ガスの巨視的な反応動力学方程式を立てるステップ、
（Ｃ）反応増大係数の数式を立てるステップ、及び、
（Ｄ）液相中の各反応成分の濃度を計算するステップ
を含むことを特徴とする、上記評価方法。
【請求項2】
前記ステップ（Ａ）は、以下の構成を有し、反応過程中の次の各反応の化学反応式を立て、
ここで、式（１）は、主反応式、式（２）～（３）は副反応式であり、
前記化学反応式に基づき次の各反応の反応速度式を構築し、
ここで、ＲＢｎ、ＲＢｉ及びＲｐｅは、各々ｎ－ブチルアルデヒド、イソブチルアルデヒ
ド及びプロパンの反応生成速度（単位：ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ））、ｋＢ及びｋｐｅは、各
々ブチルアルデヒド及びプロパン生成の反応速度定数（単位：ｍ６／（ｍｏｌ２・ｓ）及
びｍ３／（ｍｏｌ・ｓ））、ｋ２、ａ及びｂは、反応パラメータ、
ことを特徴とする、請求項１に記載の評価方法。
【請求項3】
前記ステップ（Ｂ）は、以下の構成を有し、反応過程で、ガス・液膜中のＣＯとＨ２の物質移動速度は、液相中の反応速度と等しくな
り、次の式が得られ、
式（８）を簡略化して、プロピレンの巨視的な反応速度式が得られ、
ここで、ｋＧ，ＣＯは、気泡内のＣＯガス膜物質移動係数（単位：ｍ／ｓ）、ＰＣＯは、
気泡内のＣＯ分圧（単位：Ｐａ）、Ｈｃｏは、ＣＯのヘンリー係数（単位：Ｐａ・ｍ３／
ｍｏｌ）、Ｃｉ， ＣＯは、気液界面付近の液相中のＣＯのモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ
３）、は、気液界面付近の液相中のＨ２のモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ３）、ｋＬ，ＣＯ
は、ＣＯの液側物質移動係数（単位：ｍ／ｓ）、ＥＣＯは、ＣＯの反応増大係数、
：ｍ２／ｍ３）、
式（７）及び式（８）における気相成分ｘのガス・液膜中の物質移動係数とａは、対応す
る構造・効率調整数学モデルを構築し、システムの気泡径ｄ３２と各々次の関係を有し、
ここで、ｘは、気相成分のＣＯとＨ２、ＤＧｘは反応ガスのガス側拡散係数（単位：ｍ２
／ｓ）、ＤＬｘは、反応ガスの液側拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、
式（１０）中、ｔ３２は、気泡の滞留時間（単位：ｓ）であり、反応器の操作液面がＨ０
の場合、
式（１１）中、υｓは、気泡のスリップ速度（単位：ｍ／ｓ）であり、式（１４）に従い
計算され、
式（１２）～（１４）中、
式（１５）中、υ０は、無限静止液中における単一気泡の上昇速度（単位：ｍ／ｓ）であ
り、式（１６）に従い計算でき、
式（１６）中、Ｍｏは、Ｍｏｒｔｏｎ数で、
２として計算し、定数ｃ及びｎはシステムの物性にも関連し、実際のシステムの特徴によ
り対応する経験値を取ることができ、σＬは、反応液の表面張力（単位：Ｎ／ｍ）、ｇは
、重力加速度（単位：ｍ／ｓ２）、ρＬは、反応液の密度（単位：ｋｇ／ｍ３）、μＬは
、反応液の動粘度（単位：Ｐａ・ｓ）である
ことを特徴とする、請求項１に記載の評価方法。
【請求項4】
前記ステップ（Ｃ）は、以下の構成を有し、プロピレンのヒドロホルミル化反応システムでは、ＣＯ及びＨ２反応のＨａ数は、それぞ
れ式（１７）及び（１８）で表されることができ、
ガス成分ｘに対応するＥ∞は、式（１９）で表されることができ、
ガス反応成分ｘに対応する反応増大係数Ｅｘの式は、次のとおりであり、
ここで、ＨａＣＯは、ＣＯの八田数、は、Ｈ２の八田数、ＤＬ，ＣＯは、ＣＯの液相拡散
係数（単位：ｍ２／ｓ）、は、Ｈ２の液相拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、ＤＬ，Ｐｅは、
液相におけるプロピレン拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）である
ことを特徴とする、請求項３に記載の評価方法。
【請求項5】
前記ステップ（Ｄ）は、以下の構成を有し、反応器が完全混合型流通式反応器であると仮定すると、反応成分であるプロピレン、ＣＯ
及びＨ２の物質収支を計算し、式（２１）～（２３）が得られ、
式（２１）～（２３）中、
、ＱＬは、反応器出口での液体体積流量（単位：ｍ３／ｓ）、
反応ガスＨ２とＣＯと不活性ガスＮ２とメタンなどの分圧比の和が
圧とこれらのモル流量との関係から、式（２４）及び式（２５）が得られ、
ここで、Ｉは、不活性ガスＮ２及びメタンなど、
る気相分圧と全圧の比、ＦＩは、反応器出口でのＩのモル流量の和（単位：ｋｍｏｌ／ｈ
）、ＰＴは、反応の運転圧力（単位：ＭＰａ）であり、
入口でのプロピレン、ＣＯ及びＨ２のモル流量に基づき、式（４）～（２５）を組み合わ
せることで、反応器の液相中のプロピレン、ＣＯ及びＨ２の濃度、及び出口での各成分の
モル流量を算出できる
ことを特徴とする、請求項１に記載の評価方法。
【請求項6】
請求項１に記載の評価方法によって設計されて得られたことを特徴とする、プロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面強化反応システム。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【0001】
本発明は、反応器、モデリングの技術分野に関し、特に、プロピレンのヒドロホルミル化
によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反応強化の度合いの評価方法に関する。
によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反応強化の度合いの評価方法に関する。
【背景技術】
【0002】
オキソ合成反応器は、オキソ合成プロセス全体の中核となる装置で、Ｄａｖｙ－Ｄｏｗプ
ロセスでは２台の撹拌型タンク反応器を直列に接続して反応させる。プロピレンのヒドロ
ホルミル化反応の原料は、プロピレン、合成ガスで、触媒はトリフェニルホスフィン配位
子のロジウムホスフィン錯体、主な反応生成物はｎ－ブチルアルデヒド及びイソブチルア
ルデヒドである。合成ガスは、ガス分配器を経由して反応器に入り、プロピレンが外部循
環パイプラインを経由して反応器に入り、撹拌翼の作用において合成ガスが気泡になり、
気液ニ相が混合され、物質移動され、反応する。反応温度は、９５～１１０℃、反応圧力
は１．８～１．９ＭＰａ、プロピレン転化率は約９５％、ブチルアルデヒド収率は約９５
％、合成ガス利用率＞９７％である。主反応以外に、プロパンを生成するためのプロピレ
ンの水素化、ブタノールを生成するためのブチルアルデヒドのさらなる水素化、三量体及
び高沸点化合物を生成するためのアルデヒド縮合などのいくつかの副反応も起こしていた
。
巨視的な反応速度論の観点から解析すると、生産能力の目標を達成するため、元の装置が
より高い運転温度及び運転圧力を用いる主な理由は、次のとおりである。（１）温度を上
げると、固有反応速度が増加し、反応抵抗が減少し、（２）圧力を上げると、反応ガス（
ＣＯとＨ２）の分圧が増加し、物質移動の推進力が増加する。システムの巨視的な反応速
度は、反応抵抗の減少及び物質移動の推進力の増加により加速される。
高温高圧条件は実際の生産に悪影響を与えるため、温度上昇と圧力上昇の操作は巨視的な
反応速度を上げるための理想的な方法ではない。ロジウム触媒を使用したプロピレンのヒ
ドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造プロセスの特徴によれば、このプロセスは物
質移動と固有反応の両方の影響を受ける反応プロセスであると考えられる。巨視的な反応
動力学理論から分かるように、巨視的な反応速度を決定する要因には、（１）固有反応速
度、（２）ガス分圧、（３）物質移動速度が含まれる。既存の研究の多くは、巨視的な反
応速度に対する前の２つの要因の影響に焦点を当てているが、物質移動速度を高める方法
についての研究はほとんどない。
理論的研究と工業的実践により、マイクロ界面強化技術が多相反応システムの気液界面面
積と物質移動速度を増大させることができることが示されている。理論的には、マイクロ
界面強化技術はプロピレンのカルボニル合成を実現し、生産能力を高めるだけでなく、エ
ネルギー消費と材料消費を削減する先進技術であることも証明できる。
マイクロ界面強化反応器の気泡サイズと構造・効率調整モデルのモデリング方法（中国特
開番号：第ＣＮ１０７５６３０５１Ａ号）は、反応器の気泡サイズと反応器の構造パラメ
ータ、操作パラメータ及び物性パラメータとの間の関係を定量化している。通気量が一定
の場合、気泡サイズが小さいほど気液界面面積が大きくなり、物質移動抵抗が小さくなり
、巨視的な反応速度が大きくなる。生産能力が一定の場合、空時収量を最大化し、マイク
ロ界面反応強化技術の経済性を実現するため、酸化反応マイクロ界面反応強化の評価方法
をどのように決定するかは、重要な現実問題である。
上記の点に鑑みて本発明がなされた。
ロセスでは２台の撹拌型タンク反応器を直列に接続して反応させる。プロピレンのヒドロ
ホルミル化反応の原料は、プロピレン、合成ガスで、触媒はトリフェニルホスフィン配位
子のロジウムホスフィン錯体、主な反応生成物はｎ－ブチルアルデヒド及びイソブチルア
ルデヒドである。合成ガスは、ガス分配器を経由して反応器に入り、プロピレンが外部循
環パイプラインを経由して反応器に入り、撹拌翼の作用において合成ガスが気泡になり、
気液ニ相が混合され、物質移動され、反応する。反応温度は、９５～１１０℃、反応圧力
は１．８～１．９ＭＰａ、プロピレン転化率は約９５％、ブチルアルデヒド収率は約９５
％、合成ガス利用率＞９７％である。主反応以外に、プロパンを生成するためのプロピレ
ンの水素化、ブタノールを生成するためのブチルアルデヒドのさらなる水素化、三量体及
び高沸点化合物を生成するためのアルデヒド縮合などのいくつかの副反応も起こしていた
。
巨視的な反応速度論の観点から解析すると、生産能力の目標を達成するため、元の装置が
より高い運転温度及び運転圧力を用いる主な理由は、次のとおりである。（１）温度を上
げると、固有反応速度が増加し、反応抵抗が減少し、（２）圧力を上げると、反応ガス（
ＣＯとＨ２）の分圧が増加し、物質移動の推進力が増加する。システムの巨視的な反応速
度は、反応抵抗の減少及び物質移動の推進力の増加により加速される。
高温高圧条件は実際の生産に悪影響を与えるため、温度上昇と圧力上昇の操作は巨視的な
反応速度を上げるための理想的な方法ではない。ロジウム触媒を使用したプロピレンのヒ
ドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造プロセスの特徴によれば、このプロセスは物
質移動と固有反応の両方の影響を受ける反応プロセスであると考えられる。巨視的な反応
動力学理論から分かるように、巨視的な反応速度を決定する要因には、（１）固有反応速
度、（２）ガス分圧、（３）物質移動速度が含まれる。既存の研究の多くは、巨視的な反
応速度に対する前の２つの要因の影響に焦点を当てているが、物質移動速度を高める方法
についての研究はほとんどない。
理論的研究と工業的実践により、マイクロ界面強化技術が多相反応システムの気液界面面
積と物質移動速度を増大させることができることが示されている。理論的には、マイクロ
界面強化技術はプロピレンのカルボニル合成を実現し、生産能力を高めるだけでなく、エ
ネルギー消費と材料消費を削減する先進技術であることも証明できる。
マイクロ界面強化反応器の気泡サイズと構造・効率調整モデルのモデリング方法（中国特
開番号：第ＣＮ１０７５６３０５１Ａ号）は、反応器の気泡サイズと反応器の構造パラメ
ータ、操作パラメータ及び物性パラメータとの間の関係を定量化している。通気量が一定
の場合、気泡サイズが小さいほど気液界面面積が大きくなり、物質移動抵抗が小さくなり
、巨視的な反応速度が大きくなる。生産能力が一定の場合、空時収量を最大化し、マイク
ロ界面反応強化技術の経済性を実現するため、酸化反応マイクロ界面反応強化の評価方法
をどのように決定するかは、重要な現実問題である。
上記の点に鑑みて本発明がなされた。
【発明の概要】
【0003】
本発明の目的は、マイクロ界面反応強化技術の経済性を実現すことを目標とし、空時収量
を最大化するため、酸化反応マイクロ界面反応強化の評価方法を決定することで、ブチル
アルデヒド合成反応器の設計と操作を最適化するプロピレンのヒドロホルミル化によるブ
チルアルデヒド製造のマイクロ界面反応強化の度合いの評価方法を提供することである。
マイクロ界面強化技術は、多相反応システムの気液界面面積と物質移動速度を増大させる
ことができる。理論的には、マイクロ界面強化技術はプロピレンのカルボニル合成を実現
し、生産能力を高めるだけでなく、エネルギー消費と材料消費を削減する先進技術である
ことも証明できる。実際、巨視的な反応動力学理論から分かるように、巨視的な反応速度
を決定する要因には、（１）固有反応速度、（２）ガス分圧、（３）物質移動速度が含ま
れる。
現在、マイクロ界面の強化は主に第一に気液物質移動界面面積の増加、第二に気液物質移
動係数の増大 すなわち、気液物質移動抵抗の低減という２つの側面に反映されていると
考えられる。通常、通気量が一定の場合、気泡サイズが小さいほど気液界面面積が大きく
なり、物質移動抵抗が小さくなり、巨視的な反応速度が大きくなる。したがって生産能力
が一定の場合、マイクロ界面反応の強化効果を定量化することは、ブチルアルデヒド合成
反応器の設計と操作を最適化することで、空時収量を最大化するのに役立つ。
本発明は、プロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反
応強化の評価方法を決定することにより、マイクロ界面反応強化技術の経済性を実現する
と共に空時収量を最大化することができる。
実際、マイクロ界面システムの構造を最適化するため、中国特開番号第ＣＮ１０７５６３
０５１Ａ号は反応器の気泡サイズと反応器の構造パラメータ、操作パラメータ及び物性パ
ラメータとの間の関係を定量化している。該特許は、システムの気泡径ｄ３２アルゴリズ
ムに関する研究を再構築したものである。本発明は、該特許で構築されたｄ３２に基づい
て、反応システム内の各反応ガスの構造・効率調整数学モデルを構築すると同時に、該反
応システムの評価方法をさらに探究するため、本発明は各反応の反応式、反応増大係数の
数式なども構築し、これらの式の組み合わせを通じて液相中の各反応成分の濃度を計算し
、計算結果からマイクロ界面強化物質移動の効果を明確に評価することができ、このよう
な評価方法は本発明に特有のものである。
本発明の上記目的を達成するため、次の技術的手段を講じる。
本発明は、プロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反
応強化の度合いの評価方法を提供し、以下のステップ：
（Ａ）プロピレンのヒドロホルミル化反応速度式を立てるステップ、
（Ｂ）反応ガスの巨視的な反応動力学方程式を立てるステップ、
（Ｃ）反応増大係数の数式を立てるステップ、及び
（Ｄ）液相中の各反応成分の濃度を計算するステップ
を含むことを特徴とする、上記評価方法。
好ましくは、前記ステップ（Ａ）は、以下の構成を有し、
反応過程中の次の各反応の化学反応式を立て、
（１）
（２）
（３）
ここで、式（１）は、主反応式、式（２）～（３）は副反応式であり、
前記化学反応式に基づき次の各反応の反応速度式を構築し、
（４）
（５）
（６）
ここで、ＲＢｎ、ＲＢｉ及びＲｐｅは、各々ｎ－ブチルアルデヒド、イソブチルアルデヒ
ド及びプロパンの反応生成速度（単位：ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ））、ｋＢ及びｋｐｅは、各
々ブチルアルデヒド及びプロパン生成の反応速度定数（単位：ｍ６／（ｍｏｌ２・ｓ）及
びｍ３／（ｍｏｌ・ｓ））、ｋ２、ａ及びｂは、反応パラメータ、
、
とＣＣＯは、各々液相中のプロピレン、Ｈ２及びＣＯの濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ３）、
及び
は、各々配位子と触媒の質量分率である。
好ましくは、前記ステップ（Ｂ）は、以下の構成を有し、
反応過程で、ガス・液膜中のＣＯとＨ２の物質移動速度は、液相中の反応速度と等しくな
り、次の式が得られ、
（７）
（８）
式（８）を簡略化して、プロピレンの巨視的な反応速度式が得られ、
（９）
ここで、ｋＧ，ＣＯは、気泡内のＣＯガス膜物質移動係数（単位：ｍ／ｓ）、ＰＣＯは、
気泡内のＣＯ分圧（単位：Ｐａ）、Ｈｃｏは、ＣＯのヘンリー係数（単位：Ｐａ・ｍ３／
ｍｏｌ）、Ｃｉ， ＣＯは、気液界面付近の液相中のＣＯのモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ
３）、は、気液界面付近の液相中のＨ２のモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ３）、ｋＬ，ＣＯ
は、ＣＯの液側物質移動係数（、単位：ｍ／ｓ）、ＥＣＯは、ＣＯの反応増大係数、
は、プロピレンの巨視的な反応速度（単位：ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ））、
、
は、各々Ｈ２のガス膜、液膜物質移動係数（単位：ｍ／ｓ）、ａは、気液界面面積（単位
：ｍ２／ｍ３）、
は、Ｈ２の反応増大係数、
は、気泡内の気相本体中のＨ２分圧（単位：Ｐａ）、
は、Ｈ２のヘンリー係数（単位：Ｐａ・ｍ３／ｍｏｌ）である。
式（７）及び式（８）における気相成分ｘのガス・液膜中の物質移動係数とａは、対応す
る構造・効率調整数学モデルを構築し、システムの気泡径ｄ３２と各々次の関係を有し、
（１０）
（１１）
（１２）
ここで、ｘは、気相成分のＣＯとＨ２、ＤＧｘは反応ガスのガス側拡散係数（単位：ｍ２
／ｓ）、ＤＬｘは、反応ガスの液側拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、
は、ガス空塔速度（単位：ｍ／ｓ）であり、
式（１０）中、ｔ３２は、気泡の滞留時間（単位：ｓ）であり、反応器の操作液面がＨ０
の場合、
（１３）
式（１１）中、υｓは、気泡のスリップ速度（単位：ｍ／ｓ）であり、式（１４）に従い
計算され、
（１４）
式（１２）～（１４）中、
は、液空塔速度（単位：ｍ／ｓ）、
は、気泡群の上昇速度（単位：ｍ／ｓ）であり、式（１５）に従い計算され、
（１５）
式（１５）中、υ０は、無限静止液中における単一気泡の上昇速度（単位：ｍ／ｓ）であ
り、式（１６）に従い計算でき、
（１６）
式（１６）中、Ｍｏは、Ｍｏｒｔｏｎ数で、
となり、ｄｅは、無次元化した気泡径で、
となり、Ｋｂは、システムの物性関連定数で、
となり、有機溶媒又は混合物について、Ｋｂ０＝１０．２、Ｋｂ＜１２の場合、Ｋｂ＝１
２として計算し、定数ｃ及びｎはシステムの物性にも関連し、実際のシステムの特徴によ
り対応する経験値を取ることができ、σＬは、反応液の表面張力（単位：Ｎ／ｍ）、ｇは
、重力加速度（単位：ｍ／ｓ２）、ρＬは、反応液の密度（単位：ｋｇ／ｍ３）、μＬは
、反応液の動粘度（単位：Ｐａ・ｓ）である。
好ましくは、前記ステップ（Ｃ）は、以下の構成を有し、
プロピレンのヒドロホルミル化反応システムでは、ＣＯ及びＨ２反応のＨａ数は、それぞ
れ式（１７）及び（１８）で表されることができ、
（１７）
（１８）
ガス成分ｘに対応するＥ∞は、式（１９）で表されることができ、
（１９）
ガス反応成分ｘに対応する反応増大係数Ｅｘの式は、次のとおりであり、
（２０）
ここで、ＨａＣＯは、ＣＯの八田数、は、Ｈ２の八田数、ＤＬ，ＣＯは、ＣＯの液相拡散
係数（単位：ｍ２／ｓ）、は、Ｈ２の液相拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、ＤＬ，Ｐｅは、
液相におけるプロピレン拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）である。
好ましくは、前記ステップ（Ｄ）は、以下の構成を有し、
反応器が完全混合型流通式反応器であると仮定すると、反応成分であるプロピレン、ＣＯ
及びＨ２の物質収支を計算し、式（２１）～（２３）が得られ、
（２１）
（２２）
（２３）
式（２１）～（２３）中、
、
及び
は、それぞれ反応器入口でのプロピレン、ＣＯ及びＨ２のモル流量（単位：ｍｏｌ／ｓ）
、ＱＬは、反応器出口での液体体積流量（単位：ｍ３／ｓ）、
及び
は、それぞれ反応器出口でのＣＯ及びＨ２のモル流量（単位：ｍｏｌ／ｓ）であり、
反応ガスＨ２とＣＯと不活性ガスＮ２とメタンなどの分圧比の和が
に変わらないと仮定し、同時に気相中のＨ２、ＣＯと不活性ガスＮ２及びメタンなどの分
圧とこれらのモル流量との関係から、式（２４）及び式（２５）が得られ、
（２４）
（２５）
ここで、Ｉは、不活性ガスＮ２及びメタンなど、
は、反応ガスＨ２、ＣＯ、不活性ガスＮ２及びメタンなどの非液相揮発性ガス成分が占め
る気相分圧と全圧の比、ＦＩは、反応器出口でのＩのモル流量の和（単位：ｋｍｏｌ／ｈ
）、ＰＴは、反応の運転圧力（単位：ＭＰａ）であり、
入口でのプロピレン、ＣＯ及びＨ２のモル流量に基づき、式（４）～（２５）を組み合わ
せることで、反応器の液相中のプロピレン、ＣＯ及びＨ２の濃度、及び出口での各成分の
モル流量を算出できる。
本発明の評価方法では、まず反応ガスの巨視的な動力学方程式を立て、その後反応増大係
数Ｅｘ数式の立式及び液相反応物質濃度計算方法の確立により、液相中の反応成分濃度、
巨視的な反応速度を計算して、反応強化の効果を評価する。
本発明の評価方法は、マイクロ界面物質移動の強化効果を評価する。実際に生産する時、
一般的に気泡径を小さくし、気液接触面積を大きくすることによってマイクロ界面物質移
動の強化効果を奏する。「マイクロ」とは、「マイクロ・ナノ」のことで、「界面」とは
、物質移動を増大する作用は主に気液接触界面を向上することである。本発明の評価方法
は、マイクロ界面とマクロ界面の巨視的な反応速度、物質移動係数などのパラメータを比
較することにより、マイクロ界面強化技術の該反応システムへの強化の度合いを評価であ
る。
ステップ（Ａ）は、反応過程中の各反応の化学反応式を立て、各化学反応式に基づき各反
応の反応速度式を立てる。ステップ（Ｂ）は、最初で得られたｎ－ブチルアルデヒド、イ
ソブチルアルデヒド及びプロパンの反応生成速度に基づき、反応過程中のＣＯとＨ２のガ
ス・液膜中の物質移動速度と液相中の反応速度が等しいという条件を用いて、プロパンの
巨視的な反応速度ｒｐｅと気泡サイズｄ３２との間の関係式を得、また気相成分ｘのガス
・液膜中の物質移動係数とａの構造・効率調整数学モデルを得る。ステップ（Ｃ）は、反
応増大係数の数式を立てる。ステップ（Ｄ）は、反応成分であるプロピレン、ＣＯとＨ２
の物質収支を計算し、各ガス分圧とそのモル流量の関係を利用して対応する式を得、各ス
テップ中の式を組み合わせることにより、反応器の液相中のプロピレン、ＣＯとＨ２の濃
度、及び出口での各成分のモル流量が得られる。
本発明は、上記の計算方法によって設計されたプロピレンのヒドロホルミル化によるブチ
ルアルデヒド製造のマイクロ界面強化反応システムも提供する。上記の計算方法によって
設計された反応器は、物質移動を効果的に増大できることで、空時収量を最大化し、マイ
クロ界面反応強化技術の経済性を実現する。
中国特開番号第ＣＮ１１３０６１０８０Ａ号、第ＣＮ１１３０７２４３８Ａ号、第ＣＮ１
１３０６１０８１Ａ号及び第ＣＮ１１３０４１９６２Ａ号などには、いずれも具体的なプ
ロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面強化反応システ
ムが開示されているため、本発明ではその説明を省略する。本発明は、液相中の各反応成
分の濃度を計算できるため、該評価結果に基づいてマイクロ界面強化の度合いを判断し、
該評価結果によりマイクロ界面強化の効果を説明することができる。
を最大化するため、酸化反応マイクロ界面反応強化の評価方法を決定することで、ブチル
アルデヒド合成反応器の設計と操作を最適化するプロピレンのヒドロホルミル化によるブ
チルアルデヒド製造のマイクロ界面反応強化の度合いの評価方法を提供することである。
マイクロ界面強化技術は、多相反応システムの気液界面面積と物質移動速度を増大させる
ことができる。理論的には、マイクロ界面強化技術はプロピレンのカルボニル合成を実現
し、生産能力を高めるだけでなく、エネルギー消費と材料消費を削減する先進技術である
ことも証明できる。実際、巨視的な反応動力学理論から分かるように、巨視的な反応速度
を決定する要因には、（１）固有反応速度、（２）ガス分圧、（３）物質移動速度が含ま
れる。
現在、マイクロ界面の強化は主に第一に気液物質移動界面面積の増加、第二に気液物質移
動係数の増大 すなわち、気液物質移動抵抗の低減という２つの側面に反映されていると
考えられる。通常、通気量が一定の場合、気泡サイズが小さいほど気液界面面積が大きく
なり、物質移動抵抗が小さくなり、巨視的な反応速度が大きくなる。したがって生産能力
が一定の場合、マイクロ界面反応の強化効果を定量化することは、ブチルアルデヒド合成
反応器の設計と操作を最適化することで、空時収量を最大化するのに役立つ。
本発明は、プロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反
応強化の評価方法を決定することにより、マイクロ界面反応強化技術の経済性を実現する
と共に空時収量を最大化することができる。
実際、マイクロ界面システムの構造を最適化するため、中国特開番号第ＣＮ１０７５６３
０５１Ａ号は反応器の気泡サイズと反応器の構造パラメータ、操作パラメータ及び物性パ
ラメータとの間の関係を定量化している。該特許は、システムの気泡径ｄ３２アルゴリズ
ムに関する研究を再構築したものである。本発明は、該特許で構築されたｄ３２に基づい
て、反応システム内の各反応ガスの構造・効率調整数学モデルを構築すると同時に、該反
応システムの評価方法をさらに探究するため、本発明は各反応の反応式、反応増大係数の
数式なども構築し、これらの式の組み合わせを通じて液相中の各反応成分の濃度を計算し
、計算結果からマイクロ界面強化物質移動の効果を明確に評価することができ、このよう
な評価方法は本発明に特有のものである。
本発明の上記目的を達成するため、次の技術的手段を講じる。
本発明は、プロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面反
応強化の度合いの評価方法を提供し、以下のステップ：
（Ａ）プロピレンのヒドロホルミル化反応速度式を立てるステップ、
（Ｂ）反応ガスの巨視的な反応動力学方程式を立てるステップ、
（Ｃ）反応増大係数の数式を立てるステップ、及び
（Ｄ）液相中の各反応成分の濃度を計算するステップ
を含むことを特徴とする、上記評価方法。
好ましくは、前記ステップ（Ａ）は、以下の構成を有し、
反応過程中の次の各反応の化学反応式を立て、
ここで、式（１）は、主反応式、式（２）～（３）は副反応式であり、
前記化学反応式に基づき次の各反応の反応速度式を構築し、
ここで、ＲＢｎ、ＲＢｉ及びＲｐｅは、各々ｎ－ブチルアルデヒド、イソブチルアルデヒ
ド及びプロパンの反応生成速度（単位：ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ））、ｋＢ及びｋｐｅは、各
々ブチルアルデヒド及びプロパン生成の反応速度定数（単位：ｍ６／（ｍｏｌ２・ｓ）及
びｍ３／（ｍｏｌ・ｓ））、ｋ２、ａ及びｂは、反応パラメータ、
好ましくは、前記ステップ（Ｂ）は、以下の構成を有し、
反応過程で、ガス・液膜中のＣＯとＨ２の物質移動速度は、液相中の反応速度と等しくな
り、次の式が得られ、
式（８）を簡略化して、プロピレンの巨視的な反応速度式が得られ、
ここで、ｋＧ，ＣＯは、気泡内のＣＯガス膜物質移動係数（単位：ｍ／ｓ）、ＰＣＯは、
気泡内のＣＯ分圧（単位：Ｐａ）、Ｈｃｏは、ＣＯのヘンリー係数（単位：Ｐａ・ｍ３／
ｍｏｌ）、Ｃｉ， ＣＯは、気液界面付近の液相中のＣＯのモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ
３）、は、気液界面付近の液相中のＨ２のモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ３）、ｋＬ，ＣＯ
は、ＣＯの液側物質移動係数（、単位：ｍ／ｓ）、ＥＣＯは、ＣＯの反応増大係数、
：ｍ２／ｍ３）、
式（７）及び式（８）における気相成分ｘのガス・液膜中の物質移動係数とａは、対応す
る構造・効率調整数学モデルを構築し、システムの気泡径ｄ３２と各々次の関係を有し、
ここで、ｘは、気相成分のＣＯとＨ２、ＤＧｘは反応ガスのガス側拡散係数（単位：ｍ２
／ｓ）、ＤＬｘは、反応ガスの液側拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、
式（１０）中、ｔ３２は、気泡の滞留時間（単位：ｓ）であり、反応器の操作液面がＨ０
の場合、
式（１１）中、υｓは、気泡のスリップ速度（単位：ｍ／ｓ）であり、式（１４）に従い
計算され、
式（１２）～（１４）中、
式（１５）中、υ０は、無限静止液中における単一気泡の上昇速度（単位：ｍ／ｓ）であ
り、式（１６）に従い計算でき、
式（１６）中、Ｍｏは、Ｍｏｒｔｏｎ数で、
２として計算し、定数ｃ及びｎはシステムの物性にも関連し、実際のシステムの特徴によ
り対応する経験値を取ることができ、σＬは、反応液の表面張力（単位：Ｎ／ｍ）、ｇは
、重力加速度（単位：ｍ／ｓ２）、ρＬは、反応液の密度（単位：ｋｇ／ｍ３）、μＬは
、反応液の動粘度（単位：Ｐａ・ｓ）である。
好ましくは、前記ステップ（Ｃ）は、以下の構成を有し、
プロピレンのヒドロホルミル化反応システムでは、ＣＯ及びＨ２反応のＨａ数は、それぞ
れ式（１７）及び（１８）で表されることができ、
ガス成分ｘに対応するＥ∞は、式（１９）で表されることができ、
ガス反応成分ｘに対応する反応増大係数Ｅｘの式は、次のとおりであり、
ここで、ＨａＣＯは、ＣＯの八田数、は、Ｈ２の八田数、ＤＬ，ＣＯは、ＣＯの液相拡散
係数（単位：ｍ２／ｓ）、は、Ｈ２の液相拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、ＤＬ，Ｐｅは、
液相におけるプロピレン拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）である。
好ましくは、前記ステップ（Ｄ）は、以下の構成を有し、
反応器が完全混合型流通式反応器であると仮定すると、反応成分であるプロピレン、ＣＯ
及びＨ２の物質収支を計算し、式（２１）～（２３）が得られ、
式（２１）～（２３）中、
、ＱＬは、反応器出口での液体体積流量（単位：ｍ３／ｓ）、
反応ガスＨ２とＣＯと不活性ガスＮ２とメタンなどの分圧比の和が
圧とこれらのモル流量との関係から、式（２４）及び式（２５）が得られ、
ここで、Ｉは、不活性ガスＮ２及びメタンなど、
る気相分圧と全圧の比、ＦＩは、反応器出口でのＩのモル流量の和（単位：ｋｍｏｌ／ｈ
）、ＰＴは、反応の運転圧力（単位：ＭＰａ）であり、
入口でのプロピレン、ＣＯ及びＨ２のモル流量に基づき、式（４）～（２５）を組み合わ
せることで、反応器の液相中のプロピレン、ＣＯ及びＨ２の濃度、及び出口での各成分の
モル流量を算出できる。
本発明の評価方法では、まず反応ガスの巨視的な動力学方程式を立て、その後反応増大係
数Ｅｘ数式の立式及び液相反応物質濃度計算方法の確立により、液相中の反応成分濃度、
巨視的な反応速度を計算して、反応強化の効果を評価する。
本発明の評価方法は、マイクロ界面物質移動の強化効果を評価する。実際に生産する時、
一般的に気泡径を小さくし、気液接触面積を大きくすることによってマイクロ界面物質移
動の強化効果を奏する。「マイクロ」とは、「マイクロ・ナノ」のことで、「界面」とは
、物質移動を増大する作用は主に気液接触界面を向上することである。本発明の評価方法
は、マイクロ界面とマクロ界面の巨視的な反応速度、物質移動係数などのパラメータを比
較することにより、マイクロ界面強化技術の該反応システムへの強化の度合いを評価であ
る。
ステップ（Ａ）は、反応過程中の各反応の化学反応式を立て、各化学反応式に基づき各反
応の反応速度式を立てる。ステップ（Ｂ）は、最初で得られたｎ－ブチルアルデヒド、イ
ソブチルアルデヒド及びプロパンの反応生成速度に基づき、反応過程中のＣＯとＨ２のガ
ス・液膜中の物質移動速度と液相中の反応速度が等しいという条件を用いて、プロパンの
巨視的な反応速度ｒｐｅと気泡サイズｄ３２との間の関係式を得、また気相成分ｘのガス
・液膜中の物質移動係数とａの構造・効率調整数学モデルを得る。ステップ（Ｃ）は、反
応増大係数の数式を立てる。ステップ（Ｄ）は、反応成分であるプロピレン、ＣＯとＨ２
の物質収支を計算し、各ガス分圧とそのモル流量の関係を利用して対応する式を得、各ス
テップ中の式を組み合わせることにより、反応器の液相中のプロピレン、ＣＯとＨ２の濃
度、及び出口での各成分のモル流量が得られる。
本発明は、上記の計算方法によって設計されたプロピレンのヒドロホルミル化によるブチ
ルアルデヒド製造のマイクロ界面強化反応システムも提供する。上記の計算方法によって
設計された反応器は、物質移動を効果的に増大できることで、空時収量を最大化し、マイ
クロ界面反応強化技術の経済性を実現する。
中国特開番号第ＣＮ１１３０６１０８０Ａ号、第ＣＮ１１３０７２４３８Ａ号、第ＣＮ１
１３０６１０８１Ａ号及び第ＣＮ１１３０４１９６２Ａ号などには、いずれも具体的なプ
ロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ界面強化反応システ
ムが開示されているため、本発明ではその説明を省略する。本発明は、液相中の各反応成
分の濃度を計算できるため、該評価結果に基づいてマイクロ界面強化の度合いを判断し、
該評価結果によりマイクロ界面強化の効果を説明することができる。
【0004】
従来技術と比較して、本発明の有利な効果としては、
本発明は、マイクロ界面反応強化技術の経済性を実現すことを目標とし、空時収量を最大
化するため、酸化反応マイクロ界面反応強化の評価方法を決定することで、ブチルアルデ
ヒド合成反応器の設計と操作を最適化することが有益である。
本発明は、マイクロ界面反応強化技術の経済性を実現すことを目標とし、空時収量を最大
化するため、酸化反応マイクロ界面反応強化の評価方法を決定することで、ブチルアルデ
ヒド合成反応器の設計と操作を最適化することが有益である。
【図面の簡単な説明】
【0005】
以下の好ましい実施形態の詳細な説明を読めば、様々な他の利点及び効果が当業者にとっ
てより一層明らかになるであろう。添付の図面は、好ましい実施形態を例示することのみ
を目的としており、本発明を限定するものと見なされるべきではない。また、図面を通し
て、同じ符号を付けたものは、同じ構成要素を示す。
てより一層明らかになるであろう。添付の図面は、好ましい実施形態を例示することのみ
を目的としており、本発明を限定するものと見なされるべきではない。また、図面を通し
て、同じ符号を付けたものは、同じ構成要素を示す。
【図1】気液界面面積に対する気泡サイズの影響を示す関係グラフである。
【図2】ガス側・液側物質移動容量係数に対する気泡サイズの影響を示す関係グラフである。
【図3】液相のＣＯ濃度に対する気泡サイズの影響を示す関係グラフである。
【図4】液相のＨ２濃度に対する気泡サイズの影響を示す関係グラフである。
【図5】プロピレンの巨視的な反応速度に対する気泡サイズの影響を示す関係グラフである。
【発明を実施するための形態】
【0006】
ここで、例示的な実施例を詳細に説明し、この例を添付の図面に示す。以下の描写が添付
の図面を参照するとき、別段の指示がない限り、異なる図面の同じ符号は同じ又は類似の
構成要素を意味する。以下の例示的な実施例の中で描写される実施形態は、本開示と一致
する全ての実施形態を表すわけではない。むしろ、これらは、添付の特許請求の範囲に記
載されている本開示のいくつかの態様と一致する装置及び方法の単なる例である。
本開示で使用される用語は、特定の実施例を説明することだけを目的としており、本開示
を限定することを意図していない。本開示及び添付の特許請求の範囲で使用される際に、
単数形の用語「一種」、「前記」、及び「該」は、文脈がそうでないことを明確に指示し
ない限り、複数の指示対象も含むことを意図している。本明細書に用いられている「及び
／又は」という用語は、関連して列挙される項目の１つ以上の、任意及び全ての組み合わ
せを含むことも理解されたい。
本開示において様々な情報を説明するため、「第１」、「第２」、「第３」などの用語を
使用する場合があるが、これらの情報はこれらの用語に限定されるべきではないことを理
解されたい。 これらの用語は、同じタイプの情報を互いに区別するためにのみ使用され
る。例えば本開示の範囲から逸脱することなく、第１の情報を第２の情報と呼ぶこともで
き、同様に、第２の情報を第１の情報と呼ぶこともできる。文脈に応じて、本明細書で使
用される「場合」という用語は、「～のとき」又は「もし～の場合」又は「もし～ならば
」と解釈される場合がある。
の図面を参照するとき、別段の指示がない限り、異なる図面の同じ符号は同じ又は類似の
構成要素を意味する。以下の例示的な実施例の中で描写される実施形態は、本開示と一致
する全ての実施形態を表すわけではない。むしろ、これらは、添付の特許請求の範囲に記
載されている本開示のいくつかの態様と一致する装置及び方法の単なる例である。
本開示で使用される用語は、特定の実施例を説明することだけを目的としており、本開示
を限定することを意図していない。本開示及び添付の特許請求の範囲で使用される際に、
単数形の用語「一種」、「前記」、及び「該」は、文脈がそうでないことを明確に指示し
ない限り、複数の指示対象も含むことを意図している。本明細書に用いられている「及び
／又は」という用語は、関連して列挙される項目の１つ以上の、任意及び全ての組み合わ
せを含むことも理解されたい。
本開示において様々な情報を説明するため、「第１」、「第２」、「第３」などの用語を
使用する場合があるが、これらの情報はこれらの用語に限定されるべきではないことを理
解されたい。 これらの用語は、同じタイプの情報を互いに区別するためにのみ使用され
る。例えば本開示の範囲から逸脱することなく、第１の情報を第２の情報と呼ぶこともで
き、同様に、第２の情報を第１の情報と呼ぶこともできる。文脈に応じて、本明細書で使
用される「場合」という用語は、「～のとき」又は「もし～の場合」又は「もし～ならば
」と解釈される場合がある。
【0007】
以下は、本発明における技術的手段をより明確に説明するため、具体的実施例の形で説明
する。
する。
【0008】
実施例
本実施例は、本発明の評価方法に基づいて、ある企業のプロピレンのヒドロホルミル化に
よるブチルアルデヒド製造の反応区域の撹拌型タンク反応器及び既存の操業状況について
、気液界面面積、気液物質移動係数及びプロピレンの巨視的な反応速度に対する反応器内
の気泡サイズの影響を研究する。
計算条件は次の通りであり、
反応器の操作パラメータ：
元の反応器の操作液面高さＨ０＝９．５ｍ、反応器の断面積Ｓ０＝１８．８５ｍ２、
液相密度rL=730 kg/m3、粘度mL=0.195 mPa・s、表面張力sL=14.7 mN/m
運転圧力ＰＴ＝１．９ＭＰａ、運転温度Ｔ＝３６２．６５Ｋ、
液相流量ＱＬ＝２．４１×１０－２ｍ３／ｓ、
プロピレンのモル流量
＝５３０．１３ｋｍｏｌ／ｈ、ＣＯのモル流量
＝４００．３８ｋｍｏｌ／ｈ、Ｈ２のモル流量
＝４３４．３２ｋｍｏｌ／ｈ、
本発明の実施例のプロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ
界面反応強化の度合いの評価方法は、具体的に以下のステップを含み、
本実施例は、本発明の評価方法に基づいて、ある企業のプロピレンのヒドロホルミル化に
よるブチルアルデヒド製造の反応区域の撹拌型タンク反応器及び既存の操業状況について
、気液界面面積、気液物質移動係数及びプロピレンの巨視的な反応速度に対する反応器内
の気泡サイズの影響を研究する。
計算条件は次の通りであり、
反応器の操作パラメータ：
元の反応器の操作液面高さＨ０＝９．５ｍ、反応器の断面積Ｓ０＝１８．８５ｍ２、
液相密度rL=730 kg/m3、粘度mL=0.195 mPa・s、表面張力sL=14.7 mN/m
運転圧力ＰＴ＝１．９ＭＰａ、運転温度Ｔ＝３６２．６５Ｋ、
液相流量ＱＬ＝２．４１×１０－２ｍ３／ｓ、
プロピレンのモル流量
本発明の実施例のプロピレンのヒドロホルミル化によるブチルアルデヒド製造のマイクロ
界面反応強化の度合いの評価方法は、具体的に以下のステップを含み、
【0009】
（Ａ）プロピレンのヒドロホルミル化反応速度式を立てるステップ
反応過程中の次の各反応の化学反応式を立て、
（１）
（２）
（３）
ここで、式（１）は、主反応式、式（２）～（３）は副反応式であり、
前記化学反応式に基づき次の各反応の反応速度式を構築し、
（４）
（５）
（６）
ここで、ＲＢｎ、ＲＢｉ及びＲｐｅは、各々ｎ－ブチルアルデヒド、イソブチルアルデヒ
ド及びプロパンの反応生成速度（単位：ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ））、ｋＢ及びｋｐｅは、各
々ブチルアルデヒド及びプロパン生成の反応速度定数（単位：ｍ６／（ｍｏｌ２・ｓ）及
びｍ３／（ｍｏｌ・ｓ））、ｋ２、ａ及びｂは、反応パラメータ、
、
とＣＣＯは、各々液相中のプロピレン、Ｈ２及びＣＯの濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ３）、
及び
は、各々配位子と触媒の質量分率である。
反応過程中の次の各反応の化学反応式を立て、
ここで、式（１）は、主反応式、式（２）～（３）は副反応式であり、
前記化学反応式に基づき次の各反応の反応速度式を構築し、
ここで、ＲＢｎ、ＲＢｉ及びＲｐｅは、各々ｎ－ブチルアルデヒド、イソブチルアルデヒ
ド及びプロパンの反応生成速度（単位：ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ））、ｋＢ及びｋｐｅは、各
々ブチルアルデヒド及びプロパン生成の反応速度定数（単位：ｍ６／（ｍｏｌ２・ｓ）及
びｍ３／（ｍｏｌ・ｓ））、ｋ２、ａ及びｂは、反応パラメータ、
【0010】
（Ｂ）反応ガスの巨視的な反応動力学方程式を立てるステップ
反応過程で、ガス・液膜中のＣＯとＨ２の物質移動速度は、液相中の反応速度と等しくな
り、次の式が得られ、
（７）
（８）
式（８）を簡略化して、プロピレンの巨視的な反応速度式が得られ、
（９）
ここで、ｋＧ，ＣＯは、気泡内のＣＯガス膜物質移動係数（単位：ｍ／ｓ）、ＰＣＯは、
気泡内のＣＯ分圧（単位：Ｐａ）、Ｈｃｏは、ＣＯのヘンリー係数（単位：Ｐａ・ｍ３／
ｍｏｌ）、Ｃｉ， ＣＯは、気液界面付近の液相中のＣＯのモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ
３）、は、気液界面付近の液相中のＨ２のモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ３）、ｋＬ，ＣＯ
は、ＣＯの液側物質移動係数（、単位：ｍ／ｓ）、ＥＣＯは、ＣＯの反応増大係数、
は、プロピレンの巨視的な反応速度（単位：ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ））、
、
は、各々Ｈ２のガス膜、液膜物質移動係数（単位：ｍ／ｓ）、ａは、気液界面面積（単位
：ｍ２／ｍ３）、
は、Ｈ２の反応増大係数、
は、気泡内の気相本体中のＨ２分圧（単位：Ｐａ）、
は、Ｈ２のヘンリー係数（単位：Ｐａ・ｍ３／ｍｏｌ）である。
式（７）及び式（８）における気相成分ｘのガス・液膜中の物質移動係数とａは、対応す
る構造・効率調整数学モデルを構築し、システムの気泡径ｄ３２と各々次の関係を有し、
（１０）
（１１）
（１２）
ここで、ｘは、気相成分のＣＯとＨ２、ＤＧｘは反応ガスのガス側拡散係数（単位：ｍ２
／ｓ）、ＤＬｘは、反応ガスの液側拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、
は、ガス空塔速度（単位：ｍ／ｓ）であり、
式（１０）中、ｔ３２は、気泡の滞留時間（単位：ｓ）であり、反応器の操作液面がＨ０
の場合、
（１３）
式（１１）中、υｓは、気泡のスリップ速度（単位：ｍ／ｓ）であり、式（１４）に従い
計算され、
（１４）
式（１２）～（１４）中、
は、液空塔速度（単位：ｍ／ｓ）、
は、気泡群の上昇速度（単位：ｍ／ｓ）であり、式（１５）に従い計算され、
（１５）
式（１５）中、υ０は、無限静止液中における単一気泡の上昇速度（単位：ｍ／ｓ）であ
り、式（１６）に従い計算でき、
（１６）
式（１６）中、Ｍｏは、Ｍｏｒｔｏｎ数で、
となり、ｄｅは、無次元化した気泡径で、
となり、Ｋｂは、システムの物性関連定数で、
となり、有機溶媒又は混合物について、Ｋｂ０＝１０．２、Ｋｂ＜１２の場合、Ｋｂ＝１
２として計算し、定数ｃ及びｎはシステムの物性にも関連し、実際のシステムの特徴によ
り対応する経験値を取ることができ、σＬは、反応液の表面張力（単位：Ｎ／ｍ）、ｇは
、重力加速度（単位：ｍ／ｓ２）、ρＬは、反応液の密度（単位：ｋｇ／ｍ３）、μＬは
、反応液の動粘度（単位：Ｐａ・ｓ）である。
反応過程で、ガス・液膜中のＣＯとＨ２の物質移動速度は、液相中の反応速度と等しくな
り、次の式が得られ、
式（８）を簡略化して、プロピレンの巨視的な反応速度式が得られ、
ここで、ｋＧ，ＣＯは、気泡内のＣＯガス膜物質移動係数（単位：ｍ／ｓ）、ＰＣＯは、
気泡内のＣＯ分圧（単位：Ｐａ）、Ｈｃｏは、ＣＯのヘンリー係数（単位：Ｐａ・ｍ３／
ｍｏｌ）、Ｃｉ， ＣＯは、気液界面付近の液相中のＣＯのモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ
３）、は、気液界面付近の液相中のＨ２のモル濃度（単位：ｍｏｌ／ｍ３）、ｋＬ，ＣＯ
は、ＣＯの液側物質移動係数（、単位：ｍ／ｓ）、ＥＣＯは、ＣＯの反応増大係数、
：ｍ２／ｍ３）、
式（７）及び式（８）における気相成分ｘのガス・液膜中の物質移動係数とａは、対応す
る構造・効率調整数学モデルを構築し、システムの気泡径ｄ３２と各々次の関係を有し、
ここで、ｘは、気相成分のＣＯとＨ２、ＤＧｘは反応ガスのガス側拡散係数（単位：ｍ２
／ｓ）、ＤＬｘは、反応ガスの液側拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、
式（１０）中、ｔ３２は、気泡の滞留時間（単位：ｓ）であり、反応器の操作液面がＨ０
の場合、
式（１１）中、υｓは、気泡のスリップ速度（単位：ｍ／ｓ）であり、式（１４）に従い
計算され、
式（１２）～（１４）中、
式（１５）中、υ０は、無限静止液中における単一気泡の上昇速度（単位：ｍ／ｓ）であ
り、式（１６）に従い計算でき、
式（１６）中、Ｍｏは、Ｍｏｒｔｏｎ数で、
２として計算し、定数ｃ及びｎはシステムの物性にも関連し、実際のシステムの特徴によ
り対応する経験値を取ることができ、σＬは、反応液の表面張力（単位：Ｎ／ｍ）、ｇは
、重力加速度（単位：ｍ／ｓ２）、ρＬは、反応液の密度（単位：ｋｇ／ｍ３）、μＬは
、反応液の動粘度（単位：Ｐａ・ｓ）である。
【0011】
（Ｃ）反応増大係数の数式を立てるステップ
プロピレンのヒドロホルミル化反応システムでは、ＣＯ及びＨ２反応のＨａ数は、それぞ
れ式（１７）及び（１８）で表されることができ、
（１７）
（１８）
ガス成分ｘに対応するＥ∞は、式（１９）で表されることができ、
（１９）
ガス反応成分ｘに対応する反応増大係数Ｅｘの式は、次のとおりであり、
（２０）
ここで、ＨａＣＯは、ＣＯの八田数、は、Ｈ２の八田数、ＤＬ，ＣＯは、ＣＯの液相拡散
係数（単位：ｍ２／ｓ）、は、Ｈ２の液相拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、ＤＬ，Ｐｅは、
液相におけるプロピレン拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）である。
プロピレンのヒドロホルミル化反応システムでは、ＣＯ及びＨ２反応のＨａ数は、それぞ
れ式（１７）及び（１８）で表されることができ、
ガス成分ｘに対応するＥ∞は、式（１９）で表されることができ、
ガス反応成分ｘに対応する反応増大係数Ｅｘの式は、次のとおりであり、
ここで、ＨａＣＯは、ＣＯの八田数、は、Ｈ２の八田数、ＤＬ，ＣＯは、ＣＯの液相拡散
係数（単位：ｍ２／ｓ）、は、Ｈ２の液相拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）、ＤＬ，Ｐｅは、
液相におけるプロピレン拡散係数（単位：ｍ２／ｓ）である。
【0012】
（Ｄ）液相中の各反応成分の濃度を計算するステップ
反応器が完全混合型流通式反応器であると仮定すると、反応成分であるプロピレン、ＣＯ
及びＨ２の物質収支を計算し、式（２１）～（２３）が得られ、
（２１）
（２２）
（２３）
式（２１）～（２３）中、
、
及び
は、それぞれ反応器入口でのプロピレン、ＣＯ及びＨ２のモル流量（単位：ｍｏｌ／ｓ）
、ＱＬは、反応器出口での液体体積流量（単位：ｍ３／ｓ）、
及び
は、それぞれ反応器出口でのＣＯ及びＨ２のモル流量（単位：ｍｏｌ／ｓ）であり、
反応ガスＨ２とＣＯと不活性ガスＮ２とメタンなどの分圧比の和が
に変わらないと仮定し、同時に気相中のＨ２、ＣＯと不活性ガスＮ２及びメタンなどの分
圧とこれらのモル流量との関係から、式（２４）及び式（２５）が得られ、
（２４）
（２５）
ここで、Ｉは、不活性ガスＮ２及びメタンなど、
は、反応ガスＨ２、ＣＯ、不活性ガスＮ２及びメタンなどの非液相揮発性ガス成分が占め
る気相分圧と全圧の比、ＦＩは、反応器出口でのＩのモル流量の和（単位：ｋｍｏｌ／ｈ
）、ＰＴは、反応の運転圧力（単位：ＭＰａ）であり、
入口でのプロピレン、ＣＯ及びＨ２のモル流量に基づき、式（４）～（２５）を組み合わ
せることで、反応器の液相中のプロピレン、ＣＯ及びＨ２の濃度、及び出口での各成分の
モル流量を算出できる。
巨視的な反応速度と液相中のＣＯ及びＨ２の濃度と気泡サイズの変化との関係以外に、気
液界面面積、ガス側・液側物質移動容量係数と気泡サイズの変化との関係も得ることがで
きる。具体的な変化関係を図１～図５に示す。
図１は、気液界面面積ａに対する気泡サイズｄ３２の影響を示している。図１から、反応
システムの気泡サイズの縮小に伴い、気液界面面積が増加し続けることが分かる。この実
施例において、気泡サイズは３．５ｍｍから０．１ｍｍに縮小し、気液界面面積が１３４
ｍ２／ｍ３から１６４２５ｍ２／ｍ３に増加し、１２３倍程度増加した。
反応器が完全混合型流通式反応器であると仮定すると、反応成分であるプロピレン、ＣＯ
及びＨ２の物質収支を計算し、式（２１）～（２３）が得られ、
式（２１）～（２３）中、
、ＱＬは、反応器出口での液体体積流量（単位：ｍ３／ｓ）、
反応ガスＨ２とＣＯと不活性ガスＮ２とメタンなどの分圧比の和が
圧とこれらのモル流量との関係から、式（２４）及び式（２５）が得られ、
ここで、Ｉは、不活性ガスＮ２及びメタンなど、
る気相分圧と全圧の比、ＦＩは、反応器出口でのＩのモル流量の和（単位：ｋｍｏｌ／ｈ
）、ＰＴは、反応の運転圧力（単位：ＭＰａ）であり、
入口でのプロピレン、ＣＯ及びＨ２のモル流量に基づき、式（４）～（２５）を組み合わ
せることで、反応器の液相中のプロピレン、ＣＯ及びＨ２の濃度、及び出口での各成分の
モル流量を算出できる。
巨視的な反応速度と液相中のＣＯ及びＨ２の濃度と気泡サイズの変化との関係以外に、気
液界面面積、ガス側・液側物質移動容量係数と気泡サイズの変化との関係も得ることがで
きる。具体的な変化関係を図１～図５に示す。
図１は、気液界面面積ａに対する気泡サイズｄ３２の影響を示している。図１から、反応
システムの気泡サイズの縮小に伴い、気液界面面積が増加し続けることが分かる。この実
施例において、気泡サイズは３．５ｍｍから０．１ｍｍに縮小し、気液界面面積が１３４
ｍ２／ｍ３から１６４２５ｍ２／ｍ３に増加し、１２３倍程度増加した。
【0013】
【0014】
図３は、液相中のＣＯ濃度に対する気泡サイズｄ３２の影響を示している。図３から、気
泡サイズが小さいほど、液相中のＣＯ濃度が高くなることが分かる。この実施例において
、気泡サイズは３．５ｍｍから０．１ｍｍに縮小し、液相のＣＯ濃度が４．９ｍｏｌ／ｍ
３から１０．５ｍｏｌ／ｍ３に増加し、１１６．４％程度上がった。
泡サイズが小さいほど、液相中のＣＯ濃度が高くなることが分かる。この実施例において
、気泡サイズは３．５ｍｍから０．１ｍｍに縮小し、液相のＣＯ濃度が４．９ｍｏｌ／ｍ
３から１０．５ｍｏｌ／ｍ３に増加し、１１６．４％程度上がった。
【0015】
図４は、液相中のＨ２濃度に対する気泡サイズｄ３２の影響を示している。図４から、液
相中のＨ２濃度は、気泡サイズの縮小に伴って増加することが分かる。この実施例におい
て、気泡サイズは、３．５ｍｍから０．１ｍｍに縮小し、液相のＨ２濃度が４０．２ｍｏ
ｌ／ｍ３から４４．１ｍｏｌ／ｍ３に増加し、９．７％程度上がった。
相中のＨ２濃度は、気泡サイズの縮小に伴って増加することが分かる。この実施例におい
て、気泡サイズは、３．５ｍｍから０．１ｍｍに縮小し、液相のＨ２濃度が４０．２ｍｏ
ｌ／ｍ３から４４．１ｍｏｌ／ｍ３に増加し、９．７％程度上がった。
【0016】
図５は、プロピレンの巨視的な反応速度に対する気泡サイズｄ３２の影響を示している。
図５から、巨視的な反応速度は、気泡サイズの縮小に伴って増加することが分かる。この
実施例において、気泡サイズは３．５ｍｍから０．１ｍｍに縮小し、プロピレンの巨視的
な反応速度が０．１６０ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ）から０．３８１ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ）に増
加し、１３７．５％程度増大した。
図５から、巨視的な反応速度は、気泡サイズの縮小に伴って増加することが分かる。この
実施例において、気泡サイズは３．５ｍｍから０．１ｍｍに縮小し、プロピレンの巨視的
な反応速度が０．１６０ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ）から０．３８１ｍｏｌ／（ｍ３・ｓ）に増
加し、１３７．５％程度増大した。
【0017】
図１～図５から分かるように、気泡サイズｄ３２が縮小した場合、気液界面面積が増加し
続け、液相中のＣＯ及びＨ２の濃度が増加し、ガス側・液側物質移動容量係数が増加し、
プロピレンの巨視的な反応速度も増加する。気泡サイズの縮小は、プロピレンのヒドロホ
ルミル化によるブチルアルデヒド製造の反応効率に有益であることが分かる。
上述の各パラメータが計算式に明示されていない場合でも、得られた結果パラメータに基
づいて簡単な計算を行うことで、上述の各パラメータを得ることができる。
上記は、本開示の好ましい実施例に過ぎず、本開示を限定することを意図するものではな
く、本開示の精神及び原則の範囲内で行われる任意の修正、均等物による置換、改良など
は、本開示の保護範囲内に含まれる。
続け、液相中のＣＯ及びＨ２の濃度が増加し、ガス側・液側物質移動容量係数が増加し、
プロピレンの巨視的な反応速度も増加する。気泡サイズの縮小は、プロピレンのヒドロホ
ルミル化によるブチルアルデヒド製造の反応効率に有益であることが分かる。
上述の各パラメータが計算式に明示されていない場合でも、得られた結果パラメータに基
づいて簡単な計算を行うことで、上述の各パラメータを得ることができる。
上記は、本開示の好ましい実施例に過ぎず、本開示を限定することを意図するものではな
く、本開示の精神及び原則の範囲内で行われる任意の修正、均等物による置換、改良など
は、本開示の保護範囲内に含まれる。
【図1】
【図2】
【図3】
【図4】
【図5】
【国際調査報告】