FR 2081030 A1 19711126 FR 7106108 A 19710223 71 06108 1 2081030 La présente invention se rapporte à des procédés continus de sulfonation et de sulfatation de composés organiques liquides avec de l'anhydride sulfurique gazeux et aux appareils pour la mise en oeuvre de ces procédés. Le terme "liquides" signifie que 5 les composés organiques à traiter sont des liquides à la température ambiante ou à la température à laquelle ils sont mis à réagir avec l'anhydride sulfurique. Plus particulièrement, la présente invention concerne un procédé et un appareil pour faire réagir les composés organiques 10 avec un gaz contenant de l'anhydride sulfurique dans un système de flux à deux phases gaz-liquide à conduits parallèles. Le procédé est applicable à tous les composés organiques capables de réagir avec l'anhydride sulfurique dilué, soit qu'ils forment des sulfo-nates, soit des sulfates. 15 On connaît des procédés pour effectuer des réactions gaz- liquide dans des systèmes de flux à deux phases équicourant, où la turbulence nécessaire à provoquer le contact interphase et le transfert de chaleur est obtenue essentiellement aux dépens de l'énergie du courant gazeux. Dans ce but, on utilise généralement 20 des zones de réaction allongées en forme de conduits ou de tubes où les réactifs liquides et gazeux sont introduits en continu à une même extrémité. Par exemple, le brevet des E.U.A. 2.528.320 décrit une telle technique de réaction, pour la sulfochloruration des paraffines avec un mélange d'anhydride sulfureux et de chlore 25 gazeux, se caractérisant par une vitesse superficielle qui est fournie au gaz et qui est maintenue suffisamment élevée, de façon à causer un flux turbulent annulaire. Ce type de flux est caractérisé en ce que le liquide est obligé par la vitesse du gaz de s'écouler circonférentiellement sur les parois intérieures du tube, 30 tandis que le gaz s'écoule dans la portion centrale autour de l'axe du tube. Le brevet des E.U.A. 2.865-958 décrit un procédé de sulfonation selon lequel une huile minérale contenant des hydrocarbures oléfiniques et/ou aromatiques et un gaz contenant de l'anhydride sulfurique sont introduits depuis une extrémité dans une 35 chambre tubulaire. Le liquide organique pénètre circonférentiellement dans la chambre et il est dispersé dans le Jet gazeux, qui pénètre dans celle-ci en position centrale. Dans la plupart des cas, comme dans la production des sulfonates et des sulfates organiques pour détergents et emplois 40 similaires, la réaction des composés organiques avec l'anhydride 71 06108 2 2081030 sulfurique est extrêmement rapide et exothermique. En outre, plusieurs produits qu'on obtient dans cette réaction et notamment les esters sulfuriques organiques, sont instables. Des moyens convenables doivent être employés pour assurer un contact uniforme des 5 réactifs, un enlèvement rapide de la chaleur de réaction et un bref temps de séjour du produit dans la zone de réaction. Autrement, des carbonisations et d'autres effets indésirables ont lieu et peuvent altérer,dans une certaine mesure préjudiciable, la qualité du produit fini. Dans ces cas, un flux turbulent annulaire est parti-10 culièrement avantageux puisqu'il permet un contact uniforme interphase et un contrôle efficient de la température au moyen de la circulation de liquide de refroidissement à l'extérieur des parois qui entourent la zone de réaction. Selon le brevet des E.U.A. 2.923.728, on établit un flux 15 turbulent annulaire du composé organique liquide sur les parois intérieures d'un tube au moyen d'une propulsion avec un gaz inerte, tandis qu'un mélange d'anhydride sulfurique avec un autre gaz diluant inerte est introduit dans la zone centrale du tube. Ce procédé est destiné à la production sur une petite échelle. Un appareil-20 lage de laboratoire basé sur ce principe est décrit dans "Soap & Chemical Specialities", Mai 1967» page 67. Il comporte un tube de réaction à flux vertical déscendant ayant un diamètre intérieur de 5 mm. Une augmentation du débit comporte une augmentation du 25 diamètre et de la longueur du tube et en même temps une augmentation de la vitesse du flux. Mais il y a des limites dans cette voie par le fait que, soit la pression d'alimentation du gaz peut devenir excessive, soit la qualité du produit résultant peut être dégradée. De bonnes conditions pour la réaction sont obtenues au 30 moyen de tubes de diamètre relativement petit ou de conduits en forme de fente rectangulaire ou annulaire avec une petite lumière. Les réacteurs industriels comportent généralement une zone de réaction individuelle en forme de conduit annulaire compris entre deux surfaces cylindriques, concentriques, ayant une section 35 libre transversale adaptée au débit demandé, ou bien plusieurs zones de réaction parallèles en forme de tubes circulaires. Il s'agit de systèmes verticaux à parcours descendant, où le flux de type annulaire s'établit naturellement dans un grand champ de vitesses gazeuses. Toutefois il est important de maintenir une vites-40 se de la phase gazeuse essentiellement élevée, afin de donner de 71 06108 3 2081030 la vitesse et de la turbulence à la phase liquide, de façon à assurer une réaction uniforme, un contrôle de la température efficient et un bref temps de séjour du produit dans la zone de réaction. 5 Avec ces réacteurs, il se présente le problème de la dis tribution uniforme du réactif liquide et du réactif gazeux dans toute l'extension de la zone de réaction singulière ou de toutes les zones de réaction parallèles. Les procédés connus présentent à cet égard de différents inconvénients. 10 Dans le cas de réacteur en forme de conduit annulaire (voir le brevet anglais 1.029.029) une lumière uniforme est nécessaire sur toute l'extension de la zone de réaction. Ceci pose des problèmes de précision assez sévères pour la construction, particulièrement dans le cas de grands réacteurs, destinés à des produc-15 tions industrielles importantes. Le brevet anglais 1.103.441 décrit un réacteur en forme de conduit annulaire muni d'un élément d'agitation à cage, qui tourne dans la partie initiale de la zone de réaction, dans le but d'assurer une distribution et un contact uniforme des réactifs. Cette solution nécessite toutefois l'emploi 20 d'un agitateur mécanique qui doit tourner à haute vitesse très près des deux surfaces. En particulier, dans les réacteurs où le liquide et le gaz s'écoulent dans des conduits parallèles complètement séparés, comme les réacteurs tubulaires auxquels la présente invention se 25 rapporte, une distribution uniforme du réactif liquide et du réactif gazeux est empêchée par des variations qui peuvent se présenter dans la résistance offerte au flux par différents éléments. Ces variations peuvent dépendre des variations dans le diamètre intérieur du tube dans les limites des tolérances commerciales ou de 30 la rugosité des surfaces intérieures. Une variation donnée (en valeur absolue de longueur) dans le diamètre intérieur, produit dans la chute de pression une variation en pourcentage d'autant plus grande que le diamètre du tube est plus petit. Il s'ensuit que lorsque le diamètre intérieur du tube diminue, les conditions pour 35 la réaction s'améliorent, tandis que les conditions pour une distribution uniforme des réactifs deviennent plus défavorables. Ces variations peuvent s'accentuer avec le temps à cause de la non uniformité de la corrosion et de l'érosion. En plus de cela,dans le flux à deux phases liquide-gaz il arrive qu'une augmentation du 40 débit du liquide ou de la viscosité de celui-ci provoque une aug- 71 06108 4 2081030 mentation de la résistance au flux gazeux. Par conséquent, il peut arriver que dans un tube de réaction où le débit de liquide a une erreur par excès (due à l'élément de dosage) se vérifie un débit gazeux en défaut ; c'est pourquoi on a une erreur complexe dans le 5 rapport des réactifs qui est la somme des deux erreurs. La même chose peut arriver dans un tube où le débit de liquide a une erreur par défaut. Enfin, on peut avoir des conditions de réaction légèrement différentes de tube à tube, qui peuvent se traduire en variations dans la chute de pression du flux gazeux. 10 Le brevet U.S.A. 3.169.142 décrit un réacteur formé par des tubes d'environ 11 mm de diamètre intérieur dans lequel la distribution du réactif liquide aux différents tubes s'effectue au moyen de buses capables de créer une chute de pression élevée, a-fin de rendre minime l'effet de possibles variations dans la pres-15 sion en aval des buses sur le débit de liquide. De la même façon la distribution du réactif gazeux est faite au moyen de buses capables de créer une chute de pression élevée par rapport à la chute de pression dans les tubes de réaction. De cette façon des variations possibles dans la résistance des tubes ont une influence ré-20 duite sur le débit gazeux de chaque élément, étant donné que celui-ci dépend de la chute de pression complexe de la buse et du tube. L'inconvénient de ce système réside dans le fait que la plupart de l'énergie du courant gazeux doit être dissipée dans les buses de distribution et seulement une fraction relativement petite reste 25 disponible pour le flux des tubes de réaction. Par conséquent, la vitesse du gaz dans les tubes de réaction doit être limitée ; pratiquement elle est de l'ordre de 15 m/s se rapportant à la section du tube. En conséquence, le débit de gaz et de liquide par tube est plutôt petit. Une augmentation du débit de liquide sans aug-30 mentation correspondante du débit du gaz dans certaines limites peut être obtenue par l'augmentation de la concentration d'anhydride sulfurique dans le gaz, mais ceci d'habitude est nuisible à la qualité et particulièrement à la couleur du produit. En outre, dans la plupart des cas il est plus avantageux d'opérer avec une vites-35 se du gas choisie plus élevée, et de préférence comprise entre 35 et 65 m/s, dans le but de donner une turbulence et une vitesse à la phase liquide dans les tubes de réaction. Dans ces conditions, une réaction rapide et uniforme de toutes les parties du liquide s'effectue avec un bref temps de séjour et une altération minime 40 du produit. Ceci toutefois nécessite une certaine consommation 71 06108 5 2081030 d'énergie du courant gazeux, particulièrement dans le cas de produits de sulfonation et sulfatation qui ont une viscosité remarquable à la température de réaction. Pour fournir cette énergie, il est nécessaire d'avoir une chute suffisante de pression dans 5 les tubes de réaction. Le procédé selon la présente invention permet d'obtenir une distribution sensiblement uniforme du réactif liquide et du réactif gazeux à plusieurs tubes de réaction parallèles, indépendamment des variations dans la résistance au flux, dans des limi-10 tes suffisamment grandes qui peuvent se vérifier dans les différents tubes, sans qu'il soit nécessaire d'éliminer la chute de près sion dans les tubes eux-mêmes. A cet effet, le procédé prévoit une égalisation sensible des pressions dans tous les tubes de réaction parallèles, immédiatement en aval des buses de distribution du 15 réactif liquide et du réactif gazeux. En conséquence, la présente invention a pour objet un procédé de sulfonation et de sulfatation de composés organiques liquides avec de l'anhydride sulfurique gazeux dilué avec un gaz i-nerte dans plusieurs tubes de réaction parallèles à flux descen-20 dant et refroidis extérieurement, ce procédé étant caractérisé en ce que les tubes de réaction en regard des buses d'injection du réactif liquide et du réactif gazeux sont en communication avec u-ne chambre unique à pression uniforme, de laquelle un autre gaz i-nerte coule librement vers les différents tubes de réaotion, de ma-25 nière à égaliser sensiblement les pressions en aval de toutes les buses d'injection du réactif liquide et du réactif gazeux. Ce gaz inerte supplémentaire est indiqué par la suite comme un gaz de compensation. En principe, le gaz de compensation coule librement vers les tubes de réaction lorsque les chutes de pression d'entrée sont 30 négligeables par rapport aux chutes de pression dans les buses d'injection du réactif gazeux. Dans la plupart des cas d'application pratique du présent procédé, on obtient une distribution suffisamment uniforme des réactifs lorsque les chutes de pression d'entrée du gaz de compensation représentent au maximum un pourcen-35 tage de quelques unités de la chute de pression dans les buses d'in jection du réactif gazeux. Dans ces conditions, le gaz de compensation se distribue aux tubes de réaction de manière que le débit gazeux complexe de chaque tube résulte sensiblement en raison inverse de la résistance que celui-ci oppose au flux. De ce qui pré-40 cède, il est évident que l'égalisation sensible des pressions en 71 06108 6 2081030 aval des buses de distribution du réactif liquide et du réactif gazeux est liée à une égalisation sensible des chutes de pression dans tous les tubes de réaction. Généralement, la quantité de gaz de compensation varie environ de 8 % à 19 % de la quantité totale 5 du gaz inerte qui coule dans chaque tube. Le gaz inerte de compensation est généralement de l'air. Le gaz de compensation peut être introduit dans les tubes de réaction concentriquement entre le réactif liquide alimenté aux surfaces intérieures des tubes et le réactif gazeux injecté dans la zone centrale de chaque tube, ou bien 10 il peut être introduit avec le réactif liquide à travers des embouchures de forme convergente des tubes de réaction qui entourent les buses d'injection du réactif gazeux. D'autres caractéristiques de la présenté invention apparaîtront de la description suivante faite en relation avec les des-15 sins ci-joints dans lesquels : La figure 1 est une représentation schématique en coupe verticale d'un réacteur destiné à la mise en oeuvre du procédé selon l'invention. (Dans la figure 1 : indique SO^ + gaz diluant inerte ; réactif organique liquide ; C gaz inerte de compensa-20 tion ; D évent ; E sortie de l'eau de refroidissement ; F entrée de l'eau de refroidissement). La figure 2 est une représentation particulière du dispositif d'introduction des réactifs et du gaz de compensation dans les tubes de réaction selon la figure 1. 25 La figure 3 représente une coupe horizontale prise sui vant la ligne 3-3 du dispositif de la figure 2 en regard des ouvertures d'entrée du gaz de compensation. La figure 4 représente une autre forme d'introduction des réactifs et du gaz de compensation dans les tubes de réaction, uti-30 lisable dans la mise en oeuvre du procédé de la présente invention. La figure 5 est une représentation graphique des chutes de pression à l'entrée de l'air de compensation, dans un dispositif du type représenté dans la figure 2. Comme représenté dans la figure 1, le réacteur est formé 35 par une enveloppe ou gaine cylindrique 1 de préférence verticale qui renferme plusieurs tubes de réaction 23 (sur la figure on a représenté par simplicité seulement trois tubes, mais le réacteur peut comporter jusqu'à plus de cent tubes). Les tubes sont fixés par leur extrémité inférieure à la plaque 6 au moyen d'éléments 40 -.d'étanchéité 12, tandis qu'à l'extrémité supérieure ils sont sou- 71 06108 7 2081030 dés à des raccords filetés 13 ; ceux-ci sont serrés de façon étan-che (au moyen de garnitures convenables) dans la partie inférieure des trous taraudés de la plaque à bride 7. La gaine ou enveloppe 1, les plaques 6 et 7 et les parois des tubes 23 définissent la 5 chambre 16, dans laquelle on peut faire circuler de l'eau de refroidissement d'une extrémité à l'autre, au moyen de déflecteurs 4 et 4'. Pour un refroidissement efficient on a prévu dans la chambre 16 des diaphragmes transversaux ou d'autres dispositifs connus non représentés sur la figure. Le diamètre intérieur des tu-10 bes 23 peut être compris environ entre 8 et 18 mm. Un diamètre intérieur compris entre 8 et 13 mm est toutefois en général préféré pour obtenir un débit suffisant par tube et un produit de qualité acceptable. La longueur des tubes doit augmenter lorsqu'on augmente le diamètre intérieur de façon à obtenir le degré de réaction 15 désiré. En général la longueur des tubes est comprise entre 0,8 et 5 mètres et de préférence entre 1 et 3,5 mètres. Sur la plaque à bride 7, est montée rigidement la plaque à bride 7' qui présente des trous en regard des trous taraudés de la plaque à bride 7 et à travers lesquels passent les raccords 14 qui sont filetés dans 20 la partie inférieure et serrés dans la partie supérieure des trous taraudés de la plaque 7, de manière à être étanches (au moyen de garnitures convenables)dans la plaque à bride 7'. Les raccords 14 portent des éléments d'introduction des réactifs et du gaz dans les tubes de réaction. Entre_les plaques à bride 7 et 7' se trouve 25 la chambre 17, qui est en communication avec la chambre annulaire 18 formée par la gaine 5 qui est soudée à l'extérieur de la plaque à bride 7'. La chambre annulaire 18 est en communication avec la chambre 17 au moyen de trous radiaux 21 pratiqués dans la partie rehaussée de la bride de la plaque 7. Grâce à ce raccordement, le 30 gaz inerte peut être envoyé à la chambre 17 et de là, distribué comme gaz de compensation, comme il est décrit par la suite. Une chambre 19 se trouve sur la plaque à bride 7' et est délimitée à la partie supérieure par la plaque à bride de séparation 8 et latéralement par l'enveloppe ou gaine cylindrique 2. De cette cham-35 bre 19, le réactif organique liquide est alimenté vers les tubes de réaction au moyen des buses de distribution 25 montées sur les raccords 14. La partie supérieure du réacteur comprise entre la plaque à bride de séparation 8 et le couvercle à bride 9 et délimitée latéralement par l'enveloppe ou gaine cylindrique 3, est 40 représentée par la chambre 20, de laquelle le réactif gazeux est 71 06108 8 2081030 alimenté vers les tubes de réaction, au moyen des buses de distribution 26 fixées à la partie centrale aux raccords 14 et qui traversent la plaque à bride .de séparation 8 ; celle-ci est pourvue de trous en regard des trous taraudés de la plaque à bride 7, mu-5 nis d'éléments d'étanchéité 15. La plaque 11 sert à relier le réacteur au conduit de sortie. Les éléments d'introduction des réactifs et du gaz de compensation dans le réacteur à la figure 1 sont représentés plus en détail dans les figures 2 et 3. Le réactif organique dosé au 10 moyen de la buse 25 descend à travers le conduit 24 dans l'emplacement 30 compris entre les raccords 13 et 14 dans le trou taraudé de la plaque 7 ; de là, le liquide, au moyen de l'ouverture annulaire 28, comprise entre la surface cylindrique intérieure du raccord 13 et la surface extérieure du prolongement cylindrique du 15 raccord 14, et du raccord conique 31, est distribué sur le périmètre qui délimite à l'extérieur l'ouverture annulaire 29» qui s'introduit dans le tube de réaction 23. Le réactif gazeux est dosé au moyen d'une buse 26 et injecté concentriquement dans la partie la plus intérieure du tube de réaction 23. Les buses 26 ont de préfé-20 rence l'ouverture de décharge évasée sous un angle de conicité d' environ 7°. Le gaz de compensation entre au travers des trous radiaux 22 du raccord 14, il parcourt le conduit annulaire 27 compris entre la surface cylindrique intérieure du tronçon terminal du raccord 14 et la surface extérieure de la buse 26 et il pénètre 25 dans le tube de réaction 23 concentriquement entre le réactif liquide et le jet de réactif gazeux. Les ouvertures annulaires 28 ont une lumière assez étroite de manière à obliger le liquide à se distribuer sur tout le périmètre, mais de façon à produire seulement une résistance minime au flux. En général cette lumière est 30 comprise entre 0,5 et 1,2 mm. Les ouvertures annulaires 29 ont de préférence une lumière comprise entre 1 et 1,8 mm et une longueur comprise entre 5 et 30 mm. La figure 4 représente un autre agencement convenable pour l'introduction des réactifs et du gaz de compensation dans les 35 tubes de réaction. Les plaques 7 et 7' sont munies de trous taraudés identiques et exactement superposés pour recevoir les raccords 41 et 42. Les raccords 41 ont une partie terminale convergent sous un angle de conicité d'environ 22°. Les raccords 42 ont un prolongement tubulaire 43 qui entoure la buse du gaz 26 en formant un 40 passage annulaire 45 à travers lequel le réactif organique liquide 71 06108 9 2081030 descend vers l'ouverture 47 comprise entre la surface conique terminale du raccord 41 et le bord extérieur de la buse 26. Le gaz de compensation atteint cette ouverture en passant par le conduit annulaire 46 compris entre les surfaces intérieures du raccord 41 5 et les surfaces extérieures du prolongement tubulaire 43. Au travers de l'ouverture 47 le réactif organique liquide et le gaz de compensation sont introduits ensemble dans le tube de réaction 23» à l'extérieur du jet gazeux qui sort de la buse 26. On obtient de bons résultats lorsque le diamètre extérieur des buses 26 est sen-10 siblement égal au diamètre intérieur des tubes de réaction 23 et l'extrémité de la buse 26 est située en arrière de 2 à 3,5 mm, de l'extrémité convergente du raccord 41, de manière que la lumière de l'ouverture 47 soit comprise environ entre 0,4 et 0,7 mm. L'agencement de la figure 4 convient particulièrement aux tubes de 15 réaction ayant un diamètre intérieur de 6 à 10 mm. Dans ce cas, l'agencement de la figure 2 est aussi utilisable mais nécessite des buses de petit diamètre pour l'injection du réactif gazeux afin d'obtenir une lumière appropriée des ouvertures annulaires 29. L'agencement de la figure 4 est toutefois utilisable aussi a-20 vec des tubes de réaction de diamètre plus grand, et par exemple, cet agencement a fôurni des résultats sensiblement égaux à ceux obtenus avec l'agencement de la figure 2 dans le cas de tubes de réaction ayant un diamètre intérieur de 13 mm. Dans la chambre 17, le gas de compensation coule de la 25 périphérie vers le centre, tandis qu'il se distribue aux tubes de réaction 23 à travers les trous 22 et les conduits annulaires 27 (figure 2), ou à travers les conduits annulaires 46 (figure 4). La différence de pression qui se produit entre la périphérie et le centre de la chambre 17 à cause du flux gazeux, varie selon le dia-30 mètre de la chambre ou le nombre des tubes de réaction et' le débit de gaz de compensation ; cependant elle est toujours très petite, de l'ordre de 1 mm de colonne d'eau au moins. La chute de pression d'entrée du gaz de compensation dans les tubes de réaction 23 est pour une bonne partie localisée 35 dans les ouvertures 29 (figure 2) ou 47 (figure 4), où le gaz coule avec le réactif organique liquide. La lumière des ouvertures 29 ou 47 dépend du débit du réactif organique liquide se rapportant à l'unité du périmètre intérieur des tubes 23 et des débits minimal et maximal du gaz de compensation. Au débit minimal, la vites-40 se d'entrée du gaz de compensation doit être suffisante pour em 71 06108 10 2081030 pêcher une diffusion du jet gazeux sortant des buses 26 dans les ouvertures 29 ou 47. Une telle diffusion peut provoquer une réaction prématurée du composé organique avec l'anhydride sulfurique, avec formation de couleur. D'autre part les chutes de pression 5 d'entrée, dans le champ des débits requis pour compenser les variations dans la résistance à l'écoulement des tubes 23» doivent représenter au maximum un pourcentage de quelques unités de la chute de pression créée par les buses du réactif gazeux 26. Les chutes de pression d'entrée dans les ouvertures définies ci-dessus, sont 10 comprises en général entre 20 et 120 mm de colonne d'eau pour des débits de gaz de compensation compris entre 8 % et 19 % du débit total du gaz inerte par tube. Afin d'établir le susdit rapport des chutes de pression, les buses 26 sont dimensionnées par rapport au débit du réactif gazeux de manière à établir une chute de pression p 15 comprise en général entre 0,10 et 0,35 kg/cm . La non uniformité maximale des pressions en aval des buses de distribution du réactif gazeux est représentée par la différence des chutes de pression d'entrée du gaz de compensation, qui correspondent aux débits maximal et minimal. Cette différence 20 est liée à la non uniformité maximale dans les résistances des tubes de réaction parallèles. La non uniformité du pourcentage maximal de distribution du réactif gazeux aux tubes de réaction est donnée par l'équation 25 h? - 1 x 100 Ap - (A raax - A min P P Dans laquelle AP est la chute de pression dans les buses du réactif gazeux, tandis que A max et A min sont les chutes de près-30 sion d'entrée du gaz de compensation correspondant respectivement auxdébits maximal et minimal. Avec le même critère on peut calculer la non uniformité maximale de distribution du réactif liquide. Puisque les chutes de pression produites par les flux de gaz dans les trous 22 et conduits 27 (figure 2) ou dans les conduits 26 35 (figure 4) sont environ 30 % ou moins de la chute de pression complexe d'entrée du gaz de compensation, la non uniformité des pressions en aval des buses de distribution du liquide qui en résulte est minimale. Par conséquent, on peut employer des buses ayant une chute de pression relativement basse pour le débit de 40 liquide requis. Ceci est désirable pour éviter une vitesse de li- 71 06108 11 2081030 quide trop élevée qui pourrait produire une usure des surfaces intérieures des trous calibrés. La chute de pression dans les tubes de réaction 23 peut aussi être essentiellement plus grande que la chute de pression dans les 5 buses 26. Il est donc possible de dépasser les limitations actuellement prescrites dans les procédés connus de la technique pour ce qui concerne le débit du liquide et la vitesse du gaz dans les tubes de réaction. La vitesse du gaz dans les tubes de réaction, rapportée 10 à la section du tube, est comprise en général entre 20 et 80 m/s et, de préférence, entre 35 65 m/s. Pour des vitesses plus basses que la limite minimale indiquée, le contact interphase peut s'avérer insuffisant ou la phase liquide peut être retenue trop longtemps dans la zone de réaction. Dans la gamme des vitesses in-15 diquées, il se vérifie un mélange interphase croissant avec la vitesse du gaz ; la surface interphase qui en résulte est complexe et des parties de liquide quittent la phase continue pour entrer dans la phase gazeuse et rentrer par la suite dans la phase liquide continue. Pour des vitesses croissantes au-delà de la limite 20 maximale indiquée, des parties de liquide tendent à rester en suspension de manière toujours plus stable dans la phase gazeuse, sous forme de petites gouttelettes qui peuvent réagir successivement avec l'anhydride sulfurique ou être entraînées par le gaz épuisé à la sortie. 25 La concentration d'anhydride sulfurique dans le gaz au moment où celui-ci vient en contact avec le réactif organique liquide, est comprise en général entre 2 % et 12 % en volume et de préférence entre 3 % et 6 % en volume. Le rapport molaire entre l'anhydride, sulfurique et le composé organique varie selon la na-30 ture de ce dernier et il est compris entre 0,9 et 1,2 et, plus u-suellement, entre 0,95 et 1,15. Le réactif gazeux contenant l'anhydride sulfurique peut être obtenu par évaporation d'anhydride sulfurique liquide stabilisé du commerce ou d'anhydride sulfurique obtenu par distillation 35 d'oléum dans un courant de gaz inerte, tel que l'azote, l'anhydride carbonique ou bien, plus usuellement, l'air sec, ou bien par combustion de soufre élémentaire dans un courant d'air sec et conversion de l'anhydride sulfureux en anhydride sulfurique. En tout cas un flux de gaz ou d'air sec peut être dérivé avant le système 40 de production d'anhydride sulfurique gazeux et utilisé comme gaz 71 06108 1.2 2081030 de compensation. Le réactif gazeux contenant de l'anhydride sulfurique est alimenté au réacteur sous une pression comprise entre environ 0,3 p et 1,3 kg/cm et à une température convenable pour qu'il ne se pro-5 duise pas de condensation et d'obstruction des buses de distribution ou de solidification du composé organique dans la chambre d'alimentation. Dans le cas de composés organiques à haut point de fusion, le gaz de compensation doit être aussi à une température convenable pour éviter la solidification à l'entrée des tubes de 10 réaction. La température de réaction varie selon la viscosité et le point de fusion de la phase liquide et, généralement, elle est comprise entre environ 30° et 110°C. Il faut remarquer à ce propos que la température varie le long des tubes de réaction, elle aug-15 mente instantanément dans la zone initiale de eontact des réactifs à cause de la réaction extrêmement rapide, après quoi, la chaleur enlevée par le refroidissement extérieur prévaut progressivement sur la chaleur engendrée par la réaction et la température diminue. Les tubes de réaction peuvent avoir une longueur telle, 20 que le refroidissement du mélange peut être réalisé jusqu'à une température à laquelle le produit est suffisamment stable pour pouvoir être transféré pour le traitement ultérieur, ou bien une longueur suffisante pour obtenir une absorption de l'anhydride sulfurique sensiblement complète, dans ce dernier cas, le produit 25 de réaction est refroidi ultérieurement à la sortie du réacteur avant ou après la séparation du gaz épuisé, par contact et mélange avec un produit pré-refroidi. Le procédé de la présente invention est applicable à la sulfonation et à la sulfatation de tous les composés organiques 30 qui, à l'état liquide, peuvent réagir avec l'anhydride sulfurique gazeux. Les composés peuvent être individuels ou bien des mélanges d'homologues ou d'isomères ou de tous les deux. Des exemples de ces composés sont les oléfines ayant une chaîne linéaire ou ramifiée, contenant de 8 à 20 atomes de carbone avec ur^ double liaison inter-35 ne ou terminale (alfa-oléfine) ; les hydrocarbures aromatiques et aromatiques substitués avec une chaîne alkylique linéaire ou ramifiée contenant jusqu'à 25 atomes de carbone, comme par exemple les alkylbenzènes et en particulier le dodécyl- et le tridécylben-zène j les alcools gras ayant une chaîne linéaire où ramifiée con-40 tenant de 8 à 20 atomes de carbone, comme par exemple l'alcool 71 06108 13 2081030 laurylique et l'alcool cétyl-stéarylique ; les produits de condensation de l'oxyde d'éthylène avec des alcools gras et des acides gras à 8-20 atomes de carbone et avec des alkylphénols ayant une chaîne alkylique constituée de 8-16 atomes de carbone ; les aci-5 des gras contenant de 8 à 20 atomes de carbone. Comme matière de départ on peut aussi employer des mélanges de composés de structure chimique différente, par exemple les alkylbenzènes et les alcools gras et en outre des mélanges de composés qui réagissent avec l'anhydride sulfurique avec d'autres qui he réagissent pas, 10 comme par exemple des fractions d'huiles minérales contenant des produits aromatiques. En outre le procédé de la présente invention peut toujours être employé aussi pour d'autres réactions gaz-liquide qui ont lieu avec le développement ou l'absorption de chaleur, pourvu 15 qu'un gaz inerte puisse être employé comme gaz de compensation. EXEMPLE 1 ■ Cet exemple concerne la distribution du réactif gazeux dans un réacteur du type illustré dans la figure 1, formé par des tubes tréfilés du commerce ayant un diamètre intérieur nominal de *20- 11 mm et une longueur de-1850'mm. Le réacteur est prévu pour un débit de réactif liquide de 7,2 kg/heure par tube (rapporté au dodé-cylbenzène) et Un débit d'air complexe de 17 Nm^/heure par tube. Les ouvertures annulaires d'entrée du réactif liquide et de l'air ' de compensation ont une lumière de 1,5 mm et une longueur de 20 mm. 25 Les chutes de pression d'entrée de l'air de compensation pour les p conditions susindiquées et pour une pression totale de 0,5 kg/cm (dans la chambre de l'air de compensation) sont représentées graphiquement à la figure 5. La vitesse de l'air dans les tubes de réaction, rapportée à la section du tube, est d'environ 50 m/sec. Le :50 débit moyen d'air de compensation est de 2 NnrVheure par tube. Le courant d'air principal de 15 Nm^/heure par tube est employé pour diluer l'anhydride sulfurique. On a prévu que la compensation des variations du débit d'air complexe, dues aux variations dans la résistance des tubes, soit au maximum de 6 %, c'est-à-dire soit de 1 35 Nm^/heure .par tube. L'air de compensation coule donc vers les différents tubes en. quantités qui varient d'un minimum de 1,5 à un maximum de 2,5 Nm^/heure par-tube. Les chutes de pression d'entrée de.l'air de compensation résultant respectivement de 40 et 70 mm de colonne d'eau. En employant des buses de distribution du réac-40 •tif .gazeux capables de créer une chute de pression de 0,20 kg/cm , 71 06108 2081030 la non uniformité maximale de distribution est : 2000 — - 1 } x 100 - 0,75 % 2000 - (70 - 40) EXEMPLE 2 Cet exemple représente la sulfonation du dodécylbenzène du commerce à chaîne latérale ramifiée ayant un poids moléculaire 10 moyen de 245. Les caractéristiques du réacteur et les débits d'air sont ceux indiqués à l'exemple 1. On emploie un rapport molaire anhydride sulfurique/réactif organique de 1,07. Le réactif organique est alimenté au réacteur en raison de 7,2 kg/heure par tube et l'anhydride sulfurique est évaporé dans le courant d'air princi-15 pal en raison de 2,55 kg/heure pa:r tube. La.concentration d'anhydride sulfurique dans le réactif gazeux est de 4>5 % en volume ; "elle descend en moyenne à 4 % en volume au moment où le réactif gazeux rencontre l'air de compensation et vient en contact avec le réactif organique. La température du réactif organique est de 20"C 20 et la température du réactif gazeux de 45°C. Dans le réacteur on fait circuler"de l'eau de refroidissement à la température de 34°C. La pression dans la chambre d'alimentation du réactif gazeux est de O - * ' 0/75 kg/cm et la pression dans la chambre de l'air de compensation est de 0,55 kg/cm . Le mélange de réaction sort du réacteur à la 25 température de 60°CL'acide dodécylbenzènesulfonique après la séparation du gaz épuisé est refroidi rapidement à la, température de 42°C^ puis il est soumis à une digestion pendant 2.0.. minutes pour compléter la réaction et enfin il est hydraté avec X %. d'eau pour décomposer les anhydrides résiduels. L'acide dodécylbenzènesulfoni-30 que contient 1,6 % de produit non sulfoné (déterminé^ par.extraction au moyen d'éther de pétrolè du produit neutralisé au. moyen d'hydroxy-de de sodium) et 1,6 % d'acide sulfurique. Le produit,neutralisé par 11 hydroxyde de sodium en solution aqueuse à 5 $> de substance active a une couleur correspondant à 40 unités de l'échelle Klett 35 (cellule de 40 mm, filtre n° 42). Pour un réacteur, connu actuellement dans la technique, formé par des tubes ayant environ les mêmes dimensions que les tubes employés dans cet exemple, on a indiqué un débit ,d'environ 5 kg/heure de dodécylbenzène par tube, toutefois avec une concentra-40 tic® d'anhydride sulfurique dans le réactif gazeux d'environ % 71 06108 15 2081030 en volume. Selon l'expérience, une réduction de la concentration d'anhydride sulfurique dans le réactif gazeux à 4-5 % en volume permet d'améliorer précisément la couleur du produit ; ceci comporte toutefois une considérable réduction du débit en dodécylbenzène, 5 dans le but de maintenir la chute de pression dans les tubes de réaction à une valeur acceptable pour une distribution uniforme des réactifs. EXEMPLE 5 Cet exemple se rapporte à la sulfatation d'une fraction 10 d'alcools gras synthétiques linéaires à nombre pair d'atomes de carbone constituée, de manière prépondérante, par des termes en C^ et C^2p Elle est très semblable à l'alcool laurylique du commerce et elle a un poids moléculaire moyen de 198. Les caractéristiques du réacteur et les débits d'air sont ceux indiqués à l'exemple 1. 15 On emploie un rapport molaire anhydride sulfurique/réactif organique de 1,00. Le réactif organique est alimenté au réacteur en raison de 6 kg/heure par tube et l'anhydride sulfurique est évaporé dans le courant d'air principal en raison de 2,42 kg/heure par tube. La concentration d'anhydride sulfurique dans le réactif gazeux 20 est de 4,3 % en volume ; elle descend en moyenne à 3,8 % en volume au moment où le réactif gazeux rencontre l'air de compensation et vient en contact avec le réactif organique. Le réactif organique a une température de solidification d'environ 22 *C et il est alimenté au réacteur à la température de 29*C. La température du réactif ga-25 zeux est de 40#C. Dans le réacteur, on fait circuler de l'eau de refroidissement à la température de 29*C. La pression dans la cham- p tre d'alimentation du réactif gazeux est de 0,53 kg/cm et la près- p sion dans la chambre de l'air de compensation est de 0,30 kg/cm . Le mélange de réaction sort du réacteur à la température de 37 *C. 30 Le monoester sulfurique, après séparation du gaz épuisé est refroidi rapidement à la température de 32°C, puis il est neutralisé avec une solution drhydroxyde de sodium h 6 % dans un mélangeur continu pourvu de refroidissement. La température dans la neutralisation est maintenue à 36°C. Le produit neutralisé contient 3»0 % 35 d'extrait d'éther de pétrole et 1,2 % de sulfate de sodium, rapportés à 100 % de la substance active. La solution aqueuse à 5 £ de substance active a une couleur correspondant à 20 unités de l'échelle Klett. Pour un réacteur, connu actuellement dans la technique, 40 formé par des tubes ayant environ les mêmes dimensions que les 71 06108 16 2081030 tubes employés dans cet exemple, on a indiqué un débit d'environ 2,3 kg/heure d'alcool laurylique par tube avec une concentration d'anhydride sulfurique dans le réactif gazeux de 4,5 % en volume. EXEMPLE 4 5 Cet exemple a trait à la sulfatation d'une fraction en commerce d'alcools synthétiques linéaires à nombre pair d'atomes de carbone, constituée surtout par les termes en C-^g, C-^g et C^q et ayant un poids moléculaire moyen de 263.Les caractéristiques du réacteur et les débits d'air sont ceux indiqués à l'exemple 1 ; on 10 emploie un rapport molaire anhydride sulfurique/réactif organique de 0,98. Le réactif organique est alimenté au réacteur en raison de 7,2 kg/heure par tube et l'anhydride sulfurique est évaporé dans le courant d'air principal en raison de 2,14 kg/heure par tube. La concentration d'anhydride sulfurique dans le réactif gazeux 15 est de 3,9 % en volume, elle descend en moyenne à 3,4 % en voluae au moment où le réactif gazeux rencontre l'air de compensation et elle est en contact avec le réactif organique. Le réactif organique a une température de solidification de 44, 7°C et il est alimenté au réacteur à la température de 52°C. La température du réac-20 tif gazeux est de 46°C et l'air de compensation est préchauffé à 50°C. Dans le réacteur on fait circuler l'eau de refroidissement à la température de 44°C. La pression dans la chambre d'alimenta- o tion du réactif gazeux est de 0,60 kg/cm et la pression dans la chambre de l'air de compensation est de 0,36 kg/cm^. Le mélange de 25 réaction sort du réacteur à la température de 51°C. Le monoester-sulfurlque, après la séparation du gaz épuisé, est refroidi rapidement à la température de 45°C, puis il est neutralisé en continu au moyen d'une solution d'hydroxyde de sodium à 5 % en maintenant la température à 45°C. Le produit neutralisé se dissout avec 30 limpidité dans de l'eau chaude. Il contient 9,5 % d'extrait éther de pétrole et 4,3 % de sulfate de sodium, rapportés à la substance active à 100 $>. La solution aqueuse à 5 % de substance active a une couleur correspondante à 45 unités de l'échelle Klett. EXEMPLE 5 35 On répète la sulfatation de l'exemple 4 dans un réacteur formé par des tubes ayant les dimensions indiquées à l'exemple 1, mais en employant le système de distribution des réactifs et de l'air de compensation représenté à la figure 4, avec les extrémités de la buse du réactif gazeux reculées de 3 mm en regard de l'ex-40 trémité de l'embouchure convergente du tube de réaction. Les dé 71 06108 17 2081030 bits d'air et des réactifs et les autres conditions de l'opération sont identiques à ceux de l'exemple 4. Le produit neutralisé présente des caractéristiques analytiques, de solubilité et de couleur pratiquement identiques à 5 celles du produit obtenu à l'exemple 4. EXEMPLE 6 Cet exemple démontre l'influence de la vitesse du gaz dans les tubes de réaction sur la couleur du produit, avec référence à la sulfatation de la fraction d'alcools gras de l'exemple 10 4. Les caractéristiques du réacteur sont celles indiquées à l'exemple 1. Le débit d'air complexe est de 10,3 WVheure par tube, dont 8,3 Nw^/heure par tube entrent comme air de dilution de l'anhydride sulfurique et, en moyenne 2 NnP/heure par tube comme air de compensation. La vitesse de l'air rapportée à la section des tubes 15 est d'environ 30 m/s. Le débit de réactif organique est réduit par rapport au débit de l'exemple 4, dans le but d'éviter l'influence d'une concentration du réactif gazeux trop élevée, sur la couleur du produit. Le réactif organique est alimenté au réacteur en raison de 3,6 kg/heure par tube et l'anhydride sulfurique est évapo-20 rée dans le courant d'air principal à raison de 1,07 kg/heure par tube. La concentration d'anhydride sulfurique dans le réactif gazeux est de 3,5 % en volume, elle descend en moyenne à 2,8 ^ en volume au moment où le réactif gazeux rencontre l'air de compensation et où il est en contact avec le réactif organique. Les tempé-25 ratures du réactif organique, du réactif gazeux et de l'air de compensation sont comme dans l'exemple 4. Dans le réacteur, on fait circuler de l'eau de refroidissement à la température de 46°C, pour maintenir la température de sortie du mélange de réaction à 51°C. Le monoester sulfurique après la séparation du gaz épuisé est re-30 froidi et neutralisé comme indiqué à l'exemple 4. La couleur du produit neutralisé en solution aqueuse à 5 % de matière active correspond h. 75 unités de l'échelle Klett. Successivement on augmente le débit de l'air de dilution de l'anhydride sulfurique à 15 NaT*/heure, comme dans l'exemple 4, en laissant invariées les 35 autres conditions. La couleur du nouveau produit neutralisé en solution aqueuse à 5 % de matière active correspond à 37 unités de l'échelle Klett. Encore plus significatif est le fait que l'augmentation du débit d'air détermine pendant certains instants la sortie du réacteur d'un produit de sulfatation très foncé. Le 40 réactif liquide qui, avec une basse vitesse du gaz, tend à rester 71 06108 18 2081030 trop longtemps dans les tubes de réaction et à devenir foncé, est "soufflé" au dehors pendant qu'on établit le nouveau régime de flux correspondant au débit gazeux augmenté. La présente invention n'est pas limitée aux exemples de réalisation qui viennent d'être décrits, elle est au contraire susceptible de variantes et de modifications qui apparaîtront à l'homme de l'art. 71 06108 2081030 REVENDICATIONS 1 - Procédé de sulfonation et de sulfatation de composés organiques liquides avec de l'anhydride sulfurique gazeux dilué avec du gaz inerte dans plusieurs tubes de réaction parallèles, à 5 flux descendant et refroidis à l'extérieur, caractérisé en ce que les tubes de réaction en regard des buses d'injection du réactif liquide et du réactif gazeux sont en communication avec une chambre unique à pression uniforme, de laquelle une quantité de gaz inerte coule librement dans les différents tubes de réaction, de manière 10 à égaliser sensiblement les pressions en aval de toutes les buses d'injection du réactif liquide et du réactif gazeux dans le but d'obtenir une distribution uniforme des réactifs aux tubes de réaction. 2 - Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce 15 que le gaz inerte nécessaire pour égaliser les pressions s'écoule concentriquement dans les tubes de réaction entre le réactif liquide alimenté aux surfaces intérieures des tubes et les réactifs gazeux injectés dans la zone centrale de chaque tube. 3 - Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce 20 que le gaz inerte nécessaire pour égaliser les pressions s'écoule dans les tubes de réaction avec le réactif liquide au travers des embouchures des tubes de réaction ayant une forme convergente qui entourent les buses d'injection du réactif gazeux. 4 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 25 à 3, caractérisé en ce que les tubes de réaction ont une longueur suffisante de manière à permettre un refroidissement du mélange de réaction jusqu'à une température à laquelle le produit est suffisamment stable pour pouvoir être transféré pour le traitement ultérieur. 30 5 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que les tubes de réaction ont une longueur suffisante pour obtenir une absorption de l'anhydride sulfurique sensiblement complète et en ce que le produit de réaction est refroidi ultérieurement à la sortie du réacteur, avant ou après la 35 séparation du gaz épuisé par contact et mélange avec le produit prérefroidi. 6 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 5, caractérisé en ce que les tubes de réaction ont un diamètre intérieur compris entre 8 et 18 mm, et une longueur comprise en-40 tre 0,8 et 5 m. 71 06108 20 2081030 7 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la vitesse du gaz dans les tubes de réaction, rapportée à la section du tube, est comprise entre 20 et 80 m/s. 5 8 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que la concentration d'anhydride sulfurique dans le réactif gazeux, au moment où celui-ci entre en contact avec le composé organique, est comprise entre 2 % et 12 % en volume . 10 9 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 8, caractérisé en ce que le composé organique de départ contient line liaison oléfinique, un noyau aromatique, un groupe méthyléni-que réagissant avec l'anhydride sulfurique ou un hydroxyle alcoolique. 15 10 - Appareil pour la mise en oeuvre du procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 9, caractérisé en ce qu'il est constitué de plusieurs tubes de réaction parallèles refroidis à l'extérieur qui, à travers les mêmes ouvertures d'introduction du réactif liquide, sont en communication avec une chambre unique 20 de laquelle du gaz inerte peut s'écouler librement dans lesdits tubes de réaction en regard et en aval des buses d'injection du réactif liquide et du réactif gazeux.