DE69927988T2

DE69927988T2 - Kaskaden-wiedererhitzung von ethylbenzol/styrol-kolonnen

Info

Publication number: DE69927988T2
Application number: DE69927988T
Authority: DE
Inventors: A. Vincent WELCH
Original assignee: Stone and Webster Inc
Current assignee: Stone and Webster Inc
Priority date: 1998-06-19
Filing date: 1999-06-14
Publication date: 2006-05-24
Anticipated expiration: 2019-06-15
Also published as: CA2335568C; EP1109607B1; DE69927988D1; WO1999065582A1; US6171449B1; EP1109607A1; JP4441117B2; RU2226418C2; SK19622000A3; CN1309578A; BR9910483A; EP1109607A4; CN1163289C; JP2003503307A; CA2335568A1; AU4682199A

Description

Die vorliegende Erfindung betrifft im allgemeinen Verbesserungen bei der Abtrennung eines Styrolproduktes von unreagiertem Ethylbenzol nach einem Verfahren der Dehydrierung von Ethylbenzol zu Styrol.
Herkömmliche Verfahren zur Herstellung von Styrol, die allgemein kommerziell angewendet werden, verwenden Ethylbenzol als Ausgangsmaterial oder Zwischenvorläufer des Styrolproduktes. Bei einem großen Teil dieser Verfahren wird das Ethylbenzol katalytisch dehydriert, um das gewünschte Styrolprodukt zu erzielen. Die Umwandlungen von Ethylbenzol in Styrol, die mit diesen Verfahren erreicht werden, sind typischerweise weit von der vollständigen entfernt, typischerweise eine Menge von etwa 50 bis 70 % pro Durchgang durch den Reaktor. Deshalb ist das Produkt der Dehydrierungsreaktion bei normalen Verfahren ein Gemisch, das wesentliche Anteile von Styrol und Ethylbenzol sowie auch geringfügige Mengen von Nebenprodukten der Reaktion und Verunreinigungen, wie Benzol, Toluol, Vorlauf, einschließlich Wasserstoff, Methan und Ethylen, und Nachlauf enthält. Das unreagierte Ethylbenzol muß dann vor dem Umlauf zum Dehydrierungsreaktionssystem gewonnen und vom Styrolprodukt abgetrennt werden. Folglich wird einer Destillationsreihe für die Reinigung des SM-Produktes und die Gewinnung von EB typischerweise das Gemisch aus niedrigsiedenden Komponenten, Ethylbenzol, Styrol und hochsiedenden Komponenten zugeführt. Die allgemeine Praxis besteht darin, diese Reinigungen durch Destillation vorzunehmen, wie es z.B. in US-Patent Nr. 3,904,484 (King) beschrieben ist.
Die Abtrennung des gewünschten Styrolproduktes vom Vorlauf, dem Nachlauf, von Benzol und Toluol ist relativ leicht, sie wird durch herkömmliche aufeinanderfolgende Destillationen vorgenommen. Um die verschiedenen Komponenten zu trennen, besteht der Destillationsab schnitt einer Styrolanlage typischerweise aus zumindest drei unabhängigen Kolonnensystemen. Die erste Kolonne in dieser Reihe gewinnt die niedrigsiedenden Komponenten, wie Benzol und Toluol (B/T-Kolonne), die zweite Kolonne gewinnt unreagiertes Ethylbenzol (EB/SM-Kolonne) und die letzte Kolonne destilliert hochsiedende Komponenten aus dem abschließenden Styrolprodukt (Aufbereitungskolonne). Die Abtrennung des Styrolmonomers (SM) vom unreagierten Ethylbenzol (EB) durch Destillation zeigt jedoch primär aufgrund ihrer sehr ähnlichen Flüchtigkeit ein beträchtlich schwierigeres Problem. Herkömmlich erfolgte diese EB/SM-Trennung durch Destillation unter Vakuumbedingungen in großen, hochentwickelten und teuren Destillationskolonnen, da eine große Anzahl von theoretischen Platten erforderlich ist, um eine gute Trennung zu bewirken. Folglich wird unreagiertes Ethylbenzol aus dem Abschnitt der Dehydrierungsreaktion herkömmlich in einer einzigen Destillationskolonne vom Styrol abgetrennt. Bei dieser üblichen Gestaltung ist eine große Anzahl von theoretischen Stufen (85 bis 100) notwendig, um die geforderte Abtrennung zu bewirken. Dieses Verfahren in einer einzigen Anlage ist für 70 bis 80 % der gesamten Wärmezufuhr des Destillationsabschnittes verantwortlich. In einer typischen Anlage ist die Abtrennung des unreagierten Ethylbenzols vom Styrolprodukt für etwa 20 bis 30 % des Dampfverbrauchs der Anlage verantwortlich. Wenn der Energieverbrauch, der für die Abtrennung des Ethylbenzols von Styrol erforderlich ist, in einer Styrolmonomeranlage bis 500.000 MTA um 50 % verringert werden kann, würden die Einsparungen in der Größenordnung von 700.000 $/Jahr liegen.
Aufgrund der Tendenz des Styrolproduktes, bei diesen Bedingungen von Zeit und Temperatur zu polymerisieren, die erforderlich sind, um die Abtrennung durch Destillation vorzunehmen, wird dem Gemisch selbst bei Vakuumbedingungen ein Polymerisationsinhibitor zugesetzt. Styrol polymerisiert selbst bei Raumtemperatur bis zu einem merklichen Ausmaß. Das entscheidende Merkmal, das die kommerzielle Durchführung der Destillation von Styrol ermöglicht, ist die Verwendung von chemischen Zusätzen, die als Polymerisationsinhibitoren bezeichnet werden. Um die Polymerisation von Styrol und die damit verbundene Verschmutzung der Anlage und die Notwendigkeit, einen hochviskosen Produktstrom zu verarbeiten, zu minimieren, wird die kommerzielle Styroldestillation fast immer unter Vakuumbedingungen durchgeführt (es wird z.B. bei einem Kopfproduktdruck der Kolonne von etwa 0,053 bis 0,16 bar a. (40 bis 120 mm Hg abs.) gearbeitet). In dem Temperaturbereich, der von kommerziellen Styrolanlagen angewendet wird, verdoppelt sich die Polymerisationsrate von nicht gehemmtem Styrol bei jedem Temperaturanstieg von 10°C. Um die größere Anzahl von Stufen zu erreichen, die erforderlich sind, um die Trennung vorzunehmen, werden gegenwärtig entweder auch strukturierte oder regellose Schüttpackungsmaterialien als internes Medium für den Dampf/Flüssigkeits-Kontakt verwendet. Packungsmaterialien haben im Vergleich mit üblichen Destillationsböden an sich einen viel geringeren Druckabfall. Bei einer Packung ermöglicht es der geringere Druckabfall, daß die Kolonne mit einer vergleichsweise geringeren Temperatur des Rückstands arbeiten kann. Als Ergebnis dieser verschiedenen Probleme, Kosten und Einschränkungen des Verfahrens existiert jedoch seit vielen Jahren ein beträchtlicher Leistungsanreiz, alternative Maßnahmen zu entwickeln, um diese Trennung durchzuführen, die sowohl vom ökonomischen Standpunkt als auch wegen der einfachen Durchführung in der Praxis besser sind. Mit einer Anzahl von Patenten wurde versucht, sich diesen Problemen auf verschiedene Weise zuzuwenden.
US-Patent Nr. 3,515,647 (Van Tassell et al.) beschreibt somit ein Verfahren zum Reinigen von Styrol durch ein Destillationsschema mit dem ein Dünnschichtverdampfer verbunden ist, dessen Wände abgewischt werden, wodurch die Gewinnung von Styrol aus dem restlichen Material auf einen Höchstwert gebracht wird. Styrol wird mit einer Reinheit von mindestens 99 Gew.-% als getrennter Produktstrom gewonnen.
In US-Patent Nr. 3,702,346 (Kellar) wird bei einem Verfahren zum Dehydrieren von Ethylbenzol zu Styrol mit Dampf die Selektivität der Dehydrierungsreaktion verbessert, indem die Absetzvorrichtung für die Reaktorprodukte, in der die kondensierten Reaktorprodukte abgetrennt werden, bei einem Druck unterhalb des Atmosphärendrucks gehalten wird. Diese Verbesserung der Selektivität verringert wiederum die Kosten und die Probleme bei der anschließenden Abtrennung von Styrol etwas.
US-Patent Nr. 3,776,970 (Strazik et al.) beschreibt ein Verfahren, bei dem Styrol von organischen Gemischen, die Styrol und Ethylbenzol umfassen, abgetrennt wird, indem das Gemisch bei Pervaporations-Permeations-Bedingungen mit einer Seite einer Membran aus einem Polyurethanelastomer in Kontakt gebracht wird und auf der anderen Seite ein dampfförmiges Gemisch abgezogen wird, das eine höhere Styrolkonzentration aufweist. Das Polyurethanelastomer enthält Polyether- und Polyestergruppen.
US-Patent Nr. 3,801,664 (Blytas) beschreibt ein anderes Verfahren, bei dem Styrol mit hoher Ausbeute und Reinheit von Ethylbenzol abgetrennt wird. Das Verfahren umfaßt: (a) die Extraktion mit einem Zweiphasen-Lösungsmittelsystem, bei dem die extrahierende Phase eine konzentrierte wasserfreie Kupfernitrat/Propionitril-Lösung ist, wobei das Styrol selektiv mit dem Kupfer(I)-Ion im Komplex gebunden wird und das Gegenlösungsmittel für Ethylbenzol ein C₅-C₁₈-Paraffin ist; und (b) die Abtrennung der Propionitrillösungsphase, die den Komplex von Styrol-Kupfer(I)-Ion enthält, um das Styrol daraus zu gewinnen.
US-Patent Nr. 3,904,484 (King) beschreibt eine mehrstufige Destillation, die die fraktionierte Destillation des Abflusses der Dehydrierungsreaktion bei Unterdruck in einer mehrstufigen Destillationsanlage beinhaltet, die eine Vielzahl von Destillationsstufen umfaßt, um Styrolmonomer, unreagiertes Ethylbenzol und Nebenprodukt in Form eines Styrolteerrestes, der Styrolpolymere, aromatische C₉₊-Kohlenwasserstoffe und Polymerisationsinhibitoren umfaßt, getrennt voneinander zu gewinnen. Die für dieses Verfahren beanspruchte Verbesserung beinhaltet das Rezirkulieren des bereits gewonnenen Styrolteerrestes an einer Stelle stromaufwärts der Abtrennung des Styrolmonomers und des Ethylbenzols zum Abfluß der Dehydrierungsreaktion, so daß ein Volumenverhältnis der Flüssigkeiten von 1 bis 20 Vol. Styrolteerrest zu 20 bis 1 Vol. des Abflusses der Reaktion aufrechterhalten wird, und das Destillieren des Abflusses der Dehydrierungsreaktion in Gegenwart dieses rezirkulierten Styrolteerrestes.
Andere haben die Kondensationsleistung für das Kopfprodukt (Wärmeenergie) aus der Ethylbenzol/Styrol-Destillationskolonne gewonnen, indem sie sie dazu verwendet haben, das Azeotrop von Ethylbenzol/Wasser aufzukochen, z.B. in US-Patent Nr. 4,628,136 (Sardina). Ein solches Verfahren erfordert eine große Wärmeübertragungsfläche und die Verwendung eines Fallfilmverdampfers, die beide einen großen Investitionsaufwand erfordern und eine teure Wartung beinhalten. Dieses Verfahren verbindet auch den Dehydrierungsreaktionsabschnitt dieses Verfahrens direkt mit dem Ethylbenzol/Styrol-Splitter, was nicht erwünscht sein kann, da Störungen im Destillationsabschnitt zu einem Problem bei der Steuerung des Reaktorabschnittes dieses Systems führen können und auch eine Schädigung des Dehydrierungskatalysators hervorrufen können.
Alle vorangegangenen herkömmlichen Verfahren zum Abtrennen des Styrolproduktes von unreagiertem Ethylbenzol nach einer Dehydrie rungsreaktion haben folglich verschiedene Nachteile und Mängel. Aufgrund der Anforderungen an die Anlage, des Wartungs- und Betriebsaufwandes treten folglich bei diesen herkömmlichen Verfahren hohe Kosten auf. Diese und weitere Nachteile und Einschränkungen der herkömmlichen Verfahren werden mit der Kaskaden-Reboiler- bzw. -Wiedererhitzungsvorrichtung und dem Verfahren gemäß dieser Erfindung vollständig oder teilweise beseitigt.
Die vorliegende Erfindung stellt ein System zur Erzeugung eines gereinigten Styrolmonomers, wie es in Anspruch 1 der zugehörigen Ansprüche angegeben ist, und ein Verfahren zur Abtrennung eines Styrolmonomers von einem gemischten Kohlenwasserstoffstrom bereit, wie es in Anspruch 7 der zugehörigen Ansprüche angegeben ist.
Ausführungsformen der vorstehende genannten Vorrichtung und des vorstehend genannten Verfahrens verringern die Energieversorgungskosten deutlich, die mit dem normalerweise energieaufwendigen Anlagebetrieb der Trennung von Ethylbenzol und Styrol durch Destillation verbunden sind, und bieten eine effiziente und ökonomische Methode, um ein Styrolprodukt von anderen Komponenten des abgegebenen Stroms abzutrennen, der von einer Dehydrierung von Ethylbenzol kommt. Die vorstehend aufgeführte Vorrichtung und das vorstehend aufgeführte Verfahren trennen eine Ethylbenzol/Styrol-Beschickung in zwei Prozeßströme für die getrennte Destillationsbehandlung bei verschiedenen Betriebsbedingungen in einem integrierten, in Kaskaden durchgeführten Verfahren, wobei die Wärmenergie von einer ersten Destillationskolonne wirksam als Wärmezufuhr zur zweiten Destillationskolonne verwendet werden kann. Ausführungsformen der Erfindung bieten eine relativ einfache und kostengünstige Anpassung an vorhandene Styrolanlagen, wodurch die Wirksamkeit erhöht und der Energieverbrauch verringert wird.
Kurze Beschreibung der Zeichnung
1 ist ein Fließschema des Verfahrens, das eine typische Ausführungsform der vorliegendem Erfindung zeigt.
Ausführliche Beschreibung der bevorzugten Ausführungsformen
Wie in 1 gezeigt, wird der Beschickungsstrom 100, typischerweise von einer stromaufwärtigen Dehydrierungsanlage für Ethylbenzol, die schematisch als Anlage 500 dargestellt ist, der im wesentlichen aus Styrolmonomer und unreagiertem Ethylbenzol besteht, in einer Fluidteilereinrichtung, wie der T-Verbindung 106, in zwei Verfahrensströme 102 und 104 aufgeteilt. Ein Ventil oder eine andere Einrichtung, die mit der T-Verbindung 106 verbunden ist, kann verwendet werden, um die relativen Anteile der Beschickung 100 zu steuern und zu regeln, die den Verfahrensströmen 102 bzw. 104 zugeleitet werden. In Abhängigkeit von den verschiedenen Verfahrensparametern, wie sie hier nachstehend beschrieben werden, können die relativen Anteile der Beschickung 100, die den Verfahrensströmen 102 und 104 zugeleitet werden, im Bereich von etwa 90:10 bis etwa 10:90, auf das Volumen bezogen, vorzugsweise im Bereich von etwa 60:40 bis etwa 40:60 liegen. Eine bevorzugte Aufteilung der Beschickung 100, die mit einem typischen Satz von kommerziellen Verfahrensparametern übereinstimmt, umfaßt, daß etwa 47 % dem Verfahrensstrom 102 und entsprechend 53 % dem Verfahrensstrom 104 zugeleitet werden.
Wie in 1 gezeigt, wird der Verfahrensstrom 102 einem mittleren Bereich der Hochdruckdestillationskolonne 110 zugeführt. Die Hochdruckkolonne 110 wird bei Betriebsbedingungen betrieben, bei denen sich der untere Bereich der Kolonne 110 bei einem Druck von etwa 0,34 bis 0,62 bar a. (etwa 5 bis 9 psia) und einer Temperatur von etwa 110 bis 130°C befindet und der obere Bereich der Kolonne 110 einen Druck von etwa 0,28 bis 0,49 bar a. (4 bis 7 psia) und eine Temperatur von etwa 90 bis 110°C hat. Im allgemeinen werden die Kondensations- und Siedetemperaturen der verschiedenen Ströme innerhalb des Destillationsabschnittes durch den Betriebsdruck und die Zusammensetzungen der Ströme bestimmt. Aus praktischer Sicht sind die Zusammensetzungen des Produktes mehr oder weniger festgelegt, und der Druck der Kolonne stellt die einzige unabhängige Variable dar. Der Rückstandsstrom 112 aus der Kolonne 110, der vorwiegend Styrolmonomer mit einer Reinheit von etwa 90 bis 96 % umfaßt, wird in einen Produktstrom 114 (der zur weiteren Reinigung einem Aufbereitungsverfahren zugeführt wird) und einen Umlaufstrom 116 aufgeteilt. Der Umlaufstrom 116 wird durch einen Reboiler 118 geleitet, in dem er durch Wärmeaustausch mit einem Reboiler-Heizstrom 124, typischerweise Dampf, erwärmt wird, und wird durch den Reboiler-Auslaßstrom 120 zum unteren Bereich der Kolonne 110 zurückgeleitet. Der Anteil des Rückstandstroms 112, der zur Aufbereitung abgezogen worden ist, kann im Verhältnis zum rezirkulierten Teil im Bereich von etwa 10 bis nahezu 100 %, noch typischer von 20 bis 30 % liegen, wobei dies von anderen Verfahrensparametern abhängt.
Der Kopfproduktstrom 122 aus der Kolonne 110 umfaßt vorwiegend Ethylbenzol mit einer Temperatur, die höher als die Betriebsbedingungen, insbesondere die Rückstandstemperatur, in der zweiten, der Niederdruckkolonne 130 ist. Thermodynamisch muß die Temperatur des Stroms, der die Wärme zuführt, höher als die des Stroms sein, der die Wärme absorbiert. In der kommerziellen Praxis muß der Temperaturunterschied zwischen den beiden integrierten Fluiden mindestens 8 bis 10°C betragen. In diesem Fall liegt die Temperatur des Stroms 122 typischerweise im Bereich von etwa 90 bis 110°C, wohingegen die Temperatur des Rückstandsstroms 132 von der Niederdruckkolonne 130 typischerweise im Bereich von etwa 70 bis 95°C liegt. Folglich kann der Strom 122 im Reboiler 138, der mit der Kolonne 130 verbunden ist, wirksam als Reboiler-Heizstrom und eine Wärmeenergiequelle ausgenutzt werden, die für den Betrieb der Niederdruckdestillations kolonne erforderlich ist, wie es nachstehend beschrieben ist. Nach dem Wärmeaustausch im Reboiler 138 wird der Reboiler-Auslaßstrom 146, vorwiegend Ethylbenzol mit einer etwas geringeren Temperatur im Verhältnis zum Strom 122, in einen Ethylbenzolproduktstrom 148, der zur stromaufwärtigen Dehydrierungsanlage 500 rezirkuliert werden kann, wie es in 1 gezeigt ist, und einen Rückflußstrom 150 aufgeteilt, der zum oberen Bereich der Kolonne 110 zurückgeleitet wird.
Der Verfahrensstrom 104, der zweite Teil der aufgeteilten Beschickung 100, wird einem mittleren Bereich der Niederdruckdestillationskolonne 130 zugeführt. Die Niederdruckkolonne 130 arbeitet bei Betriebsbedingungen, bei denen sich der untere Bereich der Kolonne 130 bei einem Druck von etwa 0,07 bis 0,21 bar a. (etwa 1 bis 3 psia) und einer Temperatur von etwa 70 bis 95°C befindet und der obere Bereich der Kolonne 130 einen Druck von etwa 0,27 bis 0,10 bar a. (etwa 0,4 bis 1,5 psia) und eine Temperatur von etwa 40 bis 70°C hat. Der Rückstandsstrom 132 aus der Kolonne 130, der vorwiegend Styrolmonomer mit einer Reinheit von etwa 90 bis 96 % umfaßt, wird in einen Produktstrom 134 (der typischerweise mit dem Styrolstrom 114 kombiniert und einem Aufbereitungsverfahren, wie der stromabwärtigen Kolonne 600, zugeführt wird) und einen Umlaufstrom 136 aufgeteilt. Der Umlaufstrom 136 wird durch den Reboiler 138 geleitet, in dem er durch Wärmeaustausch mit dem Ethylbenzolstrom 122 erwärmt wird, wie es vorstehend beschrieben ist. Die Reboileranlage 138 schließt Kondensations- und Wärmeaustauschelemente ein, so daß der Ethylbenzolstrom 122 abgekühlt wird und zumindest teilweise zu einer flüssigen Form kondensiert, wenn er durch den Reboiler 138 strömt, wodurch wiederum Wärme für den Umlaufstrom 136 bereitgestellt wird. Der erwärmte Umlaufstrom 136 tritt aus dem Reboiler 138 aus und wird als Reboiler-Auslaßstrom 140 zum unteren Bereich der Kolonne 130 zurückgeleitet. Der Anteil des Rückstandsstroms 132, der für die Aufbereitung abgezogen worden ist, kann im Verhältnis zu dem Anteil, der rezirkuliert wird, im Bereich von etwa 10 bis nahezu 100 %, noch typischer von 20 bis 30 % liegen, wobei dies von anderen Verfahrensparametern abhängt.
Der Kopfproduktstrom 142 aus der Kolonne 130 umfaßt vorwiegend Ethylbenzol mit einer Temperatur von etwa 40 bis 70°C. Der Strom 142 kann in einem Kondensator 160 abgekühlt, wobei ein Kühlwasserstrom verwendet wird, und danach in einen Ethylbenzolproduktstrom 164, der wie in 1 gezeigt zu einer stromaufwärtigen Dehydrierungsanlage 500 rezirkuliert werden kann und einen Rückflußstrom 166 aufgeteilt werden, der zum oberen Bereich der Kolonne 130 zurückgeleitet wird.
Die folgenden Beispiele erläutern die Praxis und die Vorteile der vorliegenden Erfindung weiter.
Beispiel 1
Dieses Beispiel basiert auf einer herkömmlichen (nicht erfindungsgemäßen) Technologie, wobei eine einzige Füllkörperdestillationskolonne verwendet wird, um Ethylbenzol von einem Styrolmonomer abzutrennen. Es wird hier zum Zwecke des nachfolgenden Vergleichs mit den Ergebnissen der Durchführung dieser Erfindung aufgeführt.
Bei der Verwendung einer einzigen Füllkörperkolonne bei typischen kommerziellen Bedingungen sind 85 bis 100 theoretische Stufen erforderlich, um die gewünschte Trennung zu bewirken. Ethylbenzol wird als Kopfprodukt entnommen, wohingegen Styrol als Rückstandsprodukt gewonnen wird. Eine typische Gestaltung wendet einen Kopfproduktdruck von 0,093 bar a. (70 mm Hg abs. (absolut)) und einen Rückstandsdruck von 0,19 bar a. (145 mm Hg abs.) an. Bei diesem Druckprofil betragen die Kopfprodukt- und Rückstandstemperatur der Kolonne etwa 66°C bzw. 92°C. Wärme wird der Kolonne mit einem Reboiler vom Thermosiphon-Typ zugeführt. Typischerweise wird Nieder druckdampf, der bei etwa 115 bis 130°C siedet, als Wärmequelle verwendet. Der Kopfproduktdampf aus dem Kopfprodukt der Kolonne kondensiert in einem Wärmeaustauscher vom Kühlwasser- oder Luft-Rippen-Typ. Um die Kohlenwasserstoffverluste für das Vakuumsystem der Kolonne nach der Kondensation zu minimieren, wird der Kopfproduktstrom typischerweise auf etwa 40 bis 50°C unterkühlt. Um ferner zu verhindern, daß Kohlenwasserstoffe in das Vakuumsystem gelangen, ist die Kolonne auch mit einem Entlüftungskondensator ausgestattet, der den größten Teil des restlichen Kopfproduktdampfstroms auf etwa 10°C kühlt/kondensiert.
Bei dem vorstehend beschriebenen System beträgt die erforderliche Wärmezufuhr für die Kolonne für eine Anlage, die für die Erzeugung von 500.000 mta (metrische Tonnen/Jahr) Styrolprodukt gestaltet ist, 28,5 Millionen kcal/h (113 mmBtu/h). Die erforderliche Energieversorgung, um diese Trennung zu unterstützen, ist ungefähr 54.300 kg/h Dampf und ein Umlaufstrom von Kühlwasser von 2.970 m³/h. Repräsentative Werte einer simulierten selektiven Kolonnenstufe, die diesem Beispiel entspricht, sind nachstehend in Tabelle I aufgeführt: Tabelle I

*1 Beschickungsstrom zur Stufe 91 = 6,0 kgMol/h (Luftaustritt)
*2 Beschickungsstrom zur Stufe 65 = 994,1 kgMol/h
*3 dampfförmiger Kopfproduktstrom aus der Stufe 91 = 2837,3 kgMol/h
*4 flüssiger Strom aus der Stufe 92 = 379,0 kgMol/h abgelassener Dampfstrom aus der Stufe 92 = 12,4 kgMol/h
*5 Dampfstrom aus der Stufe 93 = 6,7 kgMol/h
Rückstandsstrom = 614,4 kgMol/h
internes Rückflußverhältnis = 7,1
für die Kolonne erforderliche Wärmezufuhr = 28.506 Millionen kcal/h
Stufe 93 steht für den Entlüftungskondensator
Stufe 92 steht für den Hauptkondensator
Stufe 91 steht für den Kopf der Kolonne
Stufe 1 steht für den Reboilerzug

Beispiel 2
Dieses Beispiel basiert auf einer repräsentativen Ausführungsform der vorliegenden Erfindung, wie sie in 1 gezeigt ist, wobei eine gemischte Beschickung, die Ethylbenzol und Styrolmonomer umfaßt, entsprechend in zwei Verfahrensströme für die Destillation in zwei in Kaskaden betriebenen Destillationskolonnen aufgeteilt wird, die bei unterschiedlichen Bedingungen von Druck und Temperatur betrieben werden. Der Druck der Kolonnen wird so eingestellt, daß die Kondensationstemperatur des Kopfproduktes einer Kolonne höher als die Rückstandstemperatur der anderen ist. Da der Kopfproduktdampf aus der Hochdruckkolonne bei einer Temperatur kondensiert, die höher als die Rückstandstemperatur der Niederdruckkolonne ist, kann dieser Dampfstrom als Wärmequelle für die Niederdruckkolonne verwendet werden, was zu einer überraschenden Wirksamkeit des Verfahrens und einem überraschenden Synergismus führt.
In diesem Beispiel der vorliegenden Erfindung arbeitet die Niederdruckkolonne mit einem Kopfproduktdruck von 0,0467 bar a. (36 mm Hg abs. (0,677 psia)) und einem Rückstandsdruck von 0,133 bar a. (100 mm Hg abs. (1,934 psia)). Bei diesem Rückstandsdruck beträgt der Siedepunkt des flüssigen Rückstandsgemischs 82,6°C. Die Hochdruckkolonne arbeitet mit einem Kopfproduktdruck von 0,393 bar a. (290 mm Hg abs. (5,704 psia) und einem Rückstandsdruck von 0,487 bar a. (365 mm Hg abs.). Bei diesem Betriebsdruck kondensiert der Kopfproduktdampf aus der Hochdruckkolonne bei 101,7°C, was für die Zwecke dieser Erfindung ausreichend über der Rückstandstemperatur der Niederdruckkolonne (82,6°C) liegt. Da eine angemessene thermische Antriebskraft zur Verfügung steht, kann das Kopfprodukt mit höherem Druck verwendet werden, um den Rückstands-Umlaufstrom aus der Niederdruckkolonne aufzukochen. Mit diesem Schema wird die Wärme aus einem Kolonnensystem in Kaskaden zum anderen geleitet. In diesem Beispiel wird der gesamte Beschickungsstrom so aufgeteilt, daß 47 % der Beschickung der Hochdruckkolonne zugeführt werden. Die Aufteilung der Beschickung zwischen den Kolonnen wird so eingerichtet, daß die Kondensationsleistung des Hochdruckkopfproduktes mit der Aufkochleistung der Niederdruckkolonne übereinstimmt. Die einzige diesem System mit zwei Kolonnen zugeführte Wärme kommt über den Reboiler der Hochdruckkolonne in einer Menge von 16,58 mmkcal/h (65,9 mmBtu/h). In ähnlicher Weise erfolgt bei diesem System aus zwei Kolonnen der einzige signifikante Schritt zur Wärmeableitung aus dem Kondensator der Niederdruckkolonne. Der geschätzte Energieverbrauch für dieses integrierte System lautet 31.600 kg/h zugeführter Strom und 1.500 m3/h Kühlwasserzirkulation. Das stellt eine 40%ige Einsparung des Dampfverbrauchs, und eine etwa 50%ige Einsparung bei der Kühlwasserzirkulation im Vergleich mit dem entsprechenden Wärme- und Kühlbedarf von Beispiel 1 dar.
Repräsentative Werte für eine simulierte selektive Kolonnenstufe für die Niederdruck- und Hochdruckkolonne, die diesem Beispiel entsprechen, sind nachfolgend in den Tabellen II-A (Niederdruck) und II-B (Hochdruck) aufgeführt: Tabelle II-A (Niederdruck)

*1 Beschickungsstrom zur Stufe 91 = 3,8 kgMol/h (Luftaustritt)
*2 Beschickungsstrom zur Stufe 65 = 524,1 kgMol/h
*3 dampfförmiger Kopfproduktstrom aus der Stufe 91 = 1473,4 kgMol/h
*4 flüssiger Strom aus der Stufe 92 = 200,5 kgMol/h Abgelassener Dampfstrom aus der Stufe 92 = 17,8 kgMol/h
*5 Dampfstrom aus der Stufe 93 = 4,8 kgMol/h
Rückstandsstrom = 322,5 kgMol/h
internes Rückflußverhältnis = 6,6
erforderliche Wärmezufuhr zur Niederdruckkolonne (aus der Hochdruckkolonne) = 14,270 Millionen kcal/h

*1 Beschickungsstrom zur Stufe 91 = 3,8 kgMol/h (Luftaustritt)
*2 Beschickungsstrom zur Stufe 65 = 464,8 kgMol/h
*3 dampfförmiger Kopfproduktstrom aus der Stufe 91 = 1787,1 kgMol/h
*4 flüssiger Strom aus der Stufe 92 = 172,8 kgMol/h Abgelassener Dampfstrom aus der Stufe 92 = 152,8 kgMol/h
*5 Dampfstrom aus der Stufe 93 = 3,9 kgMol/h
Rückstandsstrom = 291,9 kgMol/h
internes Rückflußverhältnis = 9,4
erforderliche Wärmezufuhr für die Kolonne = 16,580 Millionen kcal/h

Beispiel 3
Wie bereits erläutert wird in Anlagen für Styrolmonomere (SM), die Ethylbenzol (EB) zu Styrol dehydrieren, der Reaktant in Form der Ethylbenzolbeschickung typischerweise in einer Menge von 50 bis 70 % pro Durchgang durch den Reaktor umgewandelt. Das unreagierte Ethylbenzol muß dann vor dem Umlauf zum Reaktionssystem gewonnen und vom Styrolprodukt abgetrennt werden. Im Reaktionsabschnitt werden auch unterhalb von EB siedende Komponenten und oberhalb von Styrol siedende Komponenten erzeugt. Dieses Gemisch aus niedrigsiedenden Komponenten, Ethylbenzol, Styrol und hochsiedenden Komponenten wird typischerweise einer Destillationskolonne für die Reinigung des SM-Produktes und die Gewinnung von EB zugeführt. Die allgemeine Praxis besteht darin, diese Reinigungen in einer Destillation in drei Schritten durchzuführen.
Um die vorstehend genannten Komponenten abzutrennen, besteht der Destillationsabschnitt einer Styrolanlage typischerweise aus drei unabhängigen Kolonnensystemen. Die erste Kolonne in der Reihe gewinnt die niedrigsiedenden Komponenten, wie Benzol und Toluol (B/T-Kolonne), die in 1 schematisch als Kolonne 550 dargestellt ist; die zweite Kolonne gewinnt unreagiertes Ethylbenzol (EB/SM-Kolonne); und die letzte Kolonne destilliert hochsiedende Komponenten aus dem aufbereiteten Styrolprodukt (Aufbereitungskolonne), die in 1 schematisch als Kolonne 600 dargestellt ist.
Diese typische Reihe aus drei Kolonnen im Destillationsabschnitt einer Styrolanlage bietet eine weitere Möglichkeit, die überraschenden und völlig unerwarteten Vorteile der vorliegenden Erfindung im Vergleich mit möglichen alternativen Kaskaden-Reboiler-Konfigurationen aufzuzeigen, die oberflächlich der der vorliegenden Erfindung ähnlich erscheinen können, die jedoch zu ganz anderen Ergebnissen in bezug auf Kosten und Energieausnutzung führen.
Die Beispiele 3 und 4 zeigen den Effekt der Anwendung des allgemeinen Konzepts der Kaskadenführung der Energie aus einem Kolonnensystem zu einem anderen in der herkömmlichen Reihe aus drei Kolonnen, die im Destillationsabschnitt einer Styrolanlage verwendet wird, jedoch ohne das neue Konzept dieser Erfindung, bei dem der EB/SM-Strom in zwei Verfahrensströme für die getrennte Destillation in zwei in Kaskaden verbundenen EB/SM-Destillationskolonnen aufgeteilt wird. Für die Zwecke von Beispiel 3 wird die herkömmliche Reihe aus drei Kolonnen so angepaßt, daß die Wärme aus dem Kopfproduktdampf der Kolonne für Ethylbenzol/Styrol (EB/SM) (die mittlere Kolonne in der herkömmlichen Reihe) in Kaskaden zur letzten Kolonne geleitet wird, die die hochsiedenden Komponenten entfernt (Aufbereitungskolonne).
Die Wärme wird der Aufbereitungskolonne typischerweise über zwei unabhängige Reboiler zugeführt. Der erste, größere Reboiler, der den größten Teil der Wärmezufuhr für die Kolonne bereitstellt, arbeitet typischerweise bei einer geringen Temperatur, wohingegen der zweite, kleinere Reboiler Wärme mit viel höherer Temperatur zuführt. Der Betrieb bei einer höheren Temperatur ist erforderlich, um hochsiedende Polymere vom gewünschten Styrolmonomer abzutrennen. Um die Polymere wirksam vom Styrol abzutrennen, wird das Abtrennen bei hoher Temperatur gewöhnlich bei einer Temperatur von etwa 130°C durchgeführt. Bei dieser erhöhten Temperatur ist das Aufkochen des den Rückstand abtrennenden Reboilers in Kaskaden mit anderen Strömen innerhalb der Styroldestillation unpraktisch. Der größere Tieftemperatur-Reboiler der Aufbereitungskolonne stellt jedoch einen Kandidaten für die Anpassung an das Aufkochen in Kaskaden dar. Die beiden in Betracht gezogenen Kolonnen (die EB/SM- und die Aufbereitungskolonne) könnten z.B. normalerweise die folgenden Betriebsmerkmale haben: Übliche Betriebsmerkmale
Die von diesem System aus zwei Kolonnen geforderte gesamte Wärmezufuhr beträgt 10,7 mmkcal/h (7,3 + 3,4). Die Wärmezufuhr zur Aufbereitungskolonne schließt sowohl Hoch- als auch Tieftemperaturquellen ein. Um eine ausreichende thermische Steuerungskraft zu erzielen, damit die Aufbereitungskolonne mit dem Kopfproduktdampf der EB/SM-Kolonne aufkochen kann, muß der Druck der EB/SM-Kolonne erhöht und der Druck der Aufbereitungskolonne verringert werden. Bei der gleichen Beschickungsrate und den gleichen Produktzusammensetzungen wie im vorstehenden Standardfall ist nachstehend ein denkbarer Satz von Betriebsbedingungen für die Gestaltung des Aufkochens in Kaskaden von Beispiel 3 erläutert: Gestaltung des Aufkochens in Kaskaden
In diesem Fall wird der Kopfproduktdampf der EB/SM-Kolonne verwendet, um die Rückstände der Aufbereitungskolonne aufzukochen. Ein Teil des Stroms in Form des Kopfproduktdampfes kondensiert im Reboiler der Aufbereitungskolonne, der sich am Boden der Kolonne befindet. Der Rest des Dampfes aus der EB/SM-Kolonne, der nicht beim Aufkochen in Kaskaden verwendet wird, wird zu einem Kühlwasserkondensator geleitet. Bei den vorstehend aufgeführten Betriebsbedingungen beträgt der Temperaturunterschied, der für das Aufkochen in Kaskaden zur Verfügung steht, etwa 9°C (105 – 96). Die Nettowärmemenge, die bei diesem Schema den Kolonnen zugeführt wird, beträgt 9,4 mmkcal/h (8,9 + 3,3 – 2,8).
Bei dem geforderten höheren Betriebsdruck der EB/SM-Kolonne wird die relative Flüchtigkeit der beiden Schlüsselkomponenten, Ethylbenzol und Styrol, verringert, so daß 20 % mehr Energie erforderlich sind, um den gleichen Fraktioniergrad wie bei der üblichen Gestaltung zu erzielen (7,3 gegenüber 8,9 mmkcal/h). Obwohl diese Gestaltung des Aufkochens in Kaskade einerseits Energie aus der EB/SM-Kolonne gewinnt, indem sie sie in Kaskaden zur Aufbereitungskolonne leitet, erhöht andererseits die Notwendigkeit, die EB/SM-Kolonne bei höherem Druck zu betreiben, die erforderliche Energiezufuhr. Für dieses Beispiel spart das Aufkochen in Kaskaden insgesamt etwa 1,3 mmkcal/h ein. Auf der Basis der gegenwärtigen Energiepreise zeigt sich das als Einsparung bei den Energiekosten von etwa 100.000 $/Jahr.
Der Betrieb der EB/SM-Kolonne bei höherem Druck und höherer Temperatur erfordert es jedoch, daß die Zugabemenge des Polymerisationsinhibitors deutlich erhöht wird. Bei den höheren Temperaturen, die die Gestaltung des Aufkochens in Kaskaden fordert, ist die Polymerisationsrate von Styrol der EB/SM-Kolonne 7 bis 8 Mal höher als im üblichen Fall (kein Aufkochen in Kaskaden). Wenn die Dosierungsrate des Polymerisationsinhibitors z.B. verdoppelt wird, wären die gestiegenen Kosten des Inhibitors ungefähr gleich den gesamten geplanten Einsparungen der Energiekosten durch das Aufkochen in Kaskaden. Unter diesen Bedingungen würde man zudem erwarten, daß auch der Ausbeuteverlust für höhersiedende Komponenten und Polymer zunimmt. Deshalb wäre bei der Auswertung dieser Gestaltung von Beispiel 3 insgesamt die Schlußfolgerung zu ziehen, daß die gestiegenen Kosten des Inhibitors alle geplanten Einsparungen von Energiekosten dieses Schemas zunichte machen. Angenommen, daß das Aufkochen in Kaskaden an sich den Investitionskostenaufwand im Vergleich mit der üblichen Gestaltung erhöht, würde die Abschreibung dieser Gestaltung für das Aufkochen in Kaskaden zudem die gewöhnlich angewendeten Grenzwerte sicher nicht erfüllen, die erforderlich sind, um Energiegewinnungsprogramme zu rechtfertigen. Folglich würde Beispiel 3 den Fachmann von dem Versuch wegführen, die Technologie des Aufkochens in Kaskaden in ein herkömmliches EB/SM-Destillationssystem zu integrieren.
Beispiel 4
Eine zweite mögliche Gestaltung für das Aufkochen in Kaskaden eines herkömmlichen EB/SM-Destillationssystems umfaßt das Aufkochen der ersten Kolonne in der Destillationsreihe (B/T-Kolonne) mit dem Kopfproduktdampf von EB/SM. Die Wärmeleistung der ersten Kolonne (Kolonne zum Entfernen von Benzol/Toluol) stellt nur 10 % der gesamten Energie dar, die dem Destillationsabschnitt zugeführt wird. Bei dem relativ geringen Heizbedarf der B/T-Kolonne kann eine zusätzliche Investition typischerweise nicht gerechtfertigt sein, um bei diesem Betrieb das Aufkochen in Kaskaden zu unterstützen. Da der Beschickungsstrom zu dieser ersten Kolonne zudem gelöste Leichtgase enthält, ist eine Verringerung des Drucks dieser Kolonne gewöhnlich unpraktisch. Eine Verringerung des Drucks dieser Kolonne führt zu einer stärkeren Zunahme der Kohlenwasserstoffverluste für das Vakuumsystem der Kolonne. Bei einer normalen Rückstandstemperatur der B/T-Kolonne von etwa 100°C ist das Aufkochen in Kaskaden problematisch, wenn die Wärmequelle nicht in der Größenordnung von 108 bis 110°C liegt. Wenn die EB/SM-Kolonne bei dieser erhöhten Kopfprodukttemperatur arbeiten soll, führte das wiederum zu einer deutlichen Zunahme der Polymerisationsrate von Styrol. Die Kosten des zunehmenden Polymerisationsinihibitors würden in ähnlicher Weise wie bei der bereits in Beispiel 3 beschriebenen Gestaltung der Aufbereitungskolonne irgendwelche Energieeinsparungen zunichte machen. Auf ökonomischer Basis kann das Aufkochen der Benzol/Toluol-Kolonne in Kaskaden mit dem Kopfprodukt der EB/SM-Kolonne unter normalen Umständen wiederum nicht gerechtfertigt sein. Wie im Beispiel 3 würde Beispiel 4 den Fachmann von dem Versuch wegführen, die Technologie des Aufkochens in Kaskaden in das herkömmliche EB/SM-Destillationssystem zu integrieren.
Dem Fachmann ist klar, daß andere Veränderungen und Modifikationen der vorstehend beschriebenen Vorrichtung und des vorstehend be schriebenen Verfahrens vorgenommen werden können, ohne vom Umfang der Erfindung abzuweichen, und es ist beabsichtigt, das der gesamte Inhalt der vorangegangenen Beschreibung im erläuternden und nicht im einschränkenden Sinne interpretiert werden soll. Obwohl die verschiedenen Ausführungsformen dieser Erfindung in bezug auf die Abtrennung von Ethylbenzol vom Styrolmonomer als Teil einer gesamten Styrolanlage beschrieben worden sind, die Styrol durch Dehydrieren von Ethylbenzol erzeugt, lassen sich die hier beschriebene Vorrichtung und die hier beschriebenen Verfahren insbesondere mit einem ähnlichen Vorteil bei anderen Gemischen von Ethylbenzol und Styrol sowie auch bei der Trennung anderer Kohlenwasserstoffgemische anwenden, bei denen die Komponenten eine Flüchtigkeit aufweisen, die relativ nahe beieinander liegt, was zu problematischen Trennungen durch Destillation führt.

Claims

System zur Erzeugung eines gereinigten Styrolmonomers aus einer Ethylbenzolbeschickung durch Dehydrieren und anschließende Trennung, wobei das System umfaßt: (a) einen Dehydrierungsreaktor (500), der mit einem Dehydrierungskatalysator gepackt ist und einen Einlaß des Dehydrierungsreaktors und einen Auslaß des Dehydrierungsreaktors aufweist; (b) einen Strömungsteiler (106) in Form einer T-Verbindung, der in diesen Auslaß des Dehydrierungsreaktors zwischengeschaltet ist, um einen Fluidstrom aus dem Auslaß des Dehydrierungsreaktors in einen ersten und einen zweiten Teil aufzuteilen, wobei die Zusammensetzung und die Temperatur dieses ersten und zweiten Teils im wesentlichen identisch sind; (c) eine erste Leitung (102) in Verbindung mit dieser Strömungsteilereinrichtung, um diesen ersten Teil einer ersten Destillationskolonne (110) zuzuführen, die mit einem Füllmaterial gepackt ist; (d) eine zweite Leitung in Verbindung mit dieser Strömungsteilereinrichtung, um diesen zweiten Teil einer zweiten Destillationskolonne (130) zuzuführen, die mit einem Füllmaterial gepackt; (e) eine Kaskaden-Reboilereinrichtung, die mit dieser zweiten Destillationskolonne verbunden ist, wobei diese Kaskaden-Reboilereinrichtung einschließt: eine Einrichtung (132) zum Abziehen eines Rückstandsstroms der zweiten Kolonne aus einem unteren Bereich dieser zweiten Destillationskolonne; eine Einrichtung (138) zum Leiten des Rückstandsstrom der zweiten Kolonne in einem thermischen Kontakt mit einem Fluidstrom mit einer höheren Temperatur, wodurch ein erwärmter Rückstandsstrom der zweiten Kolonne erzeugt wird; und eine Einrichtung (140), um diesen erwärmten Rückstandsstrom dann zu dieser zweiten Destillationskolonne zurückzuleiten; und (f) eine dritte Leitung (122), um einen Kopfproduktstrom der ersten Kolonne von einem oberen Bereich dieser ersten Destillationskolonne zu dieser Kaskaden-Reboilereinrichtung zu befördern, damit er als dieser Fluidstrom mit einer höheren Temperatur wirkt.
System nach Anspruch 1, das ferner eine dritte Destillationskolonne (550) umfaßt, die zwischen diesem Dehydrierungsreaktor und dieser Strömungsteilereinrichtung zwischengeschaltet ist, um Styrol und Ethylbenzol von den niedrigersiedenden Komponenten des Abflusses des Dehydrierungsreaktors abzutrennen.
System nach Anspruch 2, das ferner eine vierte Destillationskolonne (600) umfaßt, die stromabwärts dieser ersten und zweiten Destillationskolonne zwischengeschaltet ist, um Styrolmonomer von den höhersiedenden Kohlenwasserstoffkomponenten abzutrennen.
System nach einem der vorstehenden Ansprüche, wobei diese Strömungsteilereinrichtung eine Durchflußsteuerungseinrichtung aufweist, um die relativen Anteile dieses ersten und zweiten Teils zu steuern.
System nach einem der vorstehenden Ansprüche, das ferner eine vierte Leitung (146, 150) umfaßt, um einen ersten Teil dieses Kopfproduktstroms der ersten Kolonne, der von der Kaskaden-Reboilereinrichtung kommt, als Rückflußstrom zu dieser ersten Destillationskolonne zurückzuleiten.
System nach Anspruch 5, das ferner eine fünfte Leitung (146, 148) umfaßt, um einen zweiten Teil dieses Kopfproduktstroms der ersten Kolonne, der von der Kaskaden-Reboilereinrichtung kommt, als Umlaufstrom zu diesem Dehydrierungsreaktor zu rezirkulieren.
Verfahren zum Abtrennen eines Styrolmonomers von einem gemischten Kohlenwasserstoffstrom, der im wesentlichen aus Styrol und Ethylbenzol besteht, das die Schritte umfaßt: (a) Trennen dieses gemischten Kohlenwasserstoffstroms in einen ersten und in einen zweiten Teil; (b) Destillieren dieses ersten Teils in einer ersten Destillationskolonne, die mit einem Füllmaterial gepackt ist und bei Betriebsbedingungen betrieben wird, bei denen der untere Bereich der ersten Kolonne bei einem Druck von 0,34 bis 0,62 bar a. (5 bis 9 psia) und einer Temperatur von etwa 110 bis 130°C und der obere Bereich dieser Kolonne bei einem Druck 0,28 bis 0,49 bar a. (4 bis 7 psia) und einer Temperatur von 90 bis 110°C ist, so daß teilweise gereinigtes Styrol als Rückstandsstrom der ersten Kolonne erzeugt wird und ein Kopfproduktstrom der ersten Kolonne erzeugt wird, der im wesentlichen aus Ethylbenzol besteht; (c) Destillieren dieses zweiten Teils in einer zweiten Destillationskolonne, die mit einem Füllmaterial gepackt ist und bei Betriebsbedingungen betrieben wird, bei denen der untere Bereich dieser zweiten Kolonne bei einem Druck von 0,07 bis 0,21 bar a. (1 bis 3 psia) und einer Temperatur von 70 bis 95°C und der obere Bereich der Kolonne bei einem Druck 0,027 bis 0,10 bar a. (0,4 bis 1,5 psia) und einer Temperatur von etwa 40 bis 70°C ist, so daß teilweise gereinigtes Styrol als Rückstandsstrom der zweiten Kolonne erzeugt wird und ein Kopfproduktstrom der zweiten Kolonne erzeugt wird, der im wesentlichen aus Ethylbenzol besteht; und (d) Erwärmen des Umlaufteils dieses Rückstandsstroms der zweiten Kolonne, indem er in einen thermischen Kontakt mit dem Kopfproduktstrom der ersten Kolonne gebracht wird, so daß dieser Kopfproduktstrom der ersten Kolonne abgekühlt wird und zumindest teilweise kondensiert, und der erwärmte Rückstandsstrom der zweiten Kolonne dann zu einem unteren Bereich dieser zweiten Kolonne zurückgeleitet wird.
Verfahren nach Anspruch 7, das ferner einen Schritt umfaßt, bei dem zumindest ein Teil des abgekühlten und zumindest teilweise kondensierten Kopfproduktstroms der ersten Kolonne zu dieser ersten Destillationskolonne zurückgeleitet wird.
Verfahren nach Anspruch 7 oder 8, wobei die Volumenverhältnisse zwischen diesem ersten Teil und diesem zweiten Teil im Bereich von 90:10 bis 10:90 liegen.
Verfahren nach Anspruch 7 oder 8, wobei die Volumenverhältnisse zwischen diesem ersten Teil und diesem zweiten Teil im Bereich von 60:40 bis 40:60 liegen.
Verfahren nach einem der Ansprüche 7 bis 10, das ferner einen Destillationsschritt stromaufwärts dieses Teilungsschrittes umfaßt, um niedrigersiedende Komponenten dieses gemischten Kohlenwasserstoffstroms im wesentlichen zu entfernen.
Verfahren nach Anspruch 11, das ferner einen Destillationsschritt stromabwärts dieser ersten und zweiten Destillationskolonne umfaßt, um höhersiedende Kohlenwasserstoffkomponenten von diesem teilweise gereinigten Styrol im wesentlichen abzutrennen.