La présente invention concerne un procédé de réduction de l'anhydride sulfureux. Plus particulièrement, la présente invention concerne un procédé pour réduire le contenu d'anhydride sulfureux des gaz par réaction avec du charbon. Des quantités notables d'anhydride sulfureux sont contenues dans de nombreux gaz industriels dégagés dans l'atmosphère à partir d'usines impliquées dans la calcination, la fusion et le frittage des minerais de sulfure, dans les gaz provenant d'usi- nes de production d'énergie brûlant du charbon contenant du soufre, ou dans les gaz de sortie résultant d'autres opérations industrielles impliquant la combustion de carburants contenant du soufre, tels que du fuel. L'enlèvement de l'anhydride sulfureux de ces gaz d'échappement est important pour deux raisons; tout d'abord, l'anhydride sulfureux est un polluant de l'environnement et ensuite, l'anhydride sulfureux émis dans l'atmosphère entraîne la perte de quantités de soufre qui est une ressource naturelle.L'anhydride sulfureux qui est récupéré a partir de ces gaz d'échappement peut être converti en soufre. Il existe bien sûr, de nombreux procédés pour réduire le contenu d'anhydride sulfureux de gaz dont la plupart impliquent l'utilisation d'agents réducteurs tels que le gaz naturel ou autres réducteurs gazeux tels que du méthane, de l'oxyde de carbone, des gaz de pétrole et analogues. La fourniture de ces réducteurs gazeux est limitée et, en conséquence, leur utilisation devient de plus en plus coûteuse quand et si ils sont disponibles. Il est connu que le charbon peut constituer un réducteur pour l'anhydride sulfureux et qu'il en résulte la production de soufre élémentaire et de gaz carbonique relativement inoffensifs. Le charbon existe également de façon abondante et est en conséquence relativement peu coûteux. En tant que tel, il constitue un réducteur très souhaitable pour des gaz contenant de l'anhydride sulfureux. Le brevet britannique n0 1.390.694 concerne un procédé pour la réduction de l'anhydride sulfureux dans des gaz par utilisation de charbon. Les gaz d'anhydride sulfureux sont introduits dans un lit mobile de charbon particulaire et réduits en soufre élémentaire et/ou en hydrogène sulfuré. L'une des difficultés qui se pose avec l'utilisation d'un tel lit mobile réside dans l'agglomération des particules de charbon aux températures requises pour la réduction de l'anhydride sulfureux. Le charbon existe de façon naturelle sous diverses formes dont certaines sont susceptibles de s'agglomérer (agglomérables) et d'autres sont non-susceptibles de s'agglomérer (non-agglomérables).Aux températures élevées requises pour la réduction de l'anhydride sulfureux par du charbon, des problèmes se présentent quant a l'utilisation d'un lit mobile avec des charbons agglomérables à moins que le charbon ne soit d'abord pré-traité, par exemple par calcination ou par tout autre procédé pour empêcher son agglomération dans le lit. Il est clair que l'agglomération du charbon dans le lit provoquerait des difficultés de fonctionnement et des arrêts fréquents. En outre, puisque ce processus implique l'utilisation d'un excès important de charbon dans la zone de réaction, la pureté du soufre produit peut être affectée de façon néfaste par la présence de goudron dans les gaz de sortie. Certains charbons contiennent des quantités notables de goudrons, et, quand ils sont chauffés a des températures de réaction, ces goudrons peuvent être entraînés avec les gaz produits. La séparation de ces impuretés du soufre est difficile. La réduction de l'anhydride sulfureux dans des gaz de combustion en utilisant du charbon dans un lit fluidifié est exposée par Sinah et Walker dans l'article intitulé "Air Pollution and its Control" AICHE Symposium Series, n0 126, volume 68, pages 160 à 167 (1972). Les auteurs exposent que le charbon utilisé dans le processus de fluidification était de l'anthracite qui était calciné à 6500C pendant 2 heures avant son utilisation. L'étape de calcination avant utilisation est, bien sûr, indésirable en ce que cela ajoute une étape au processus et consomme des quantités notables d'énergie, ce qui rend le processus moins économique. Ainsi, un objet de la présente invention est de prévoir un procédé économique de réduction de SOL par du charbon. Un autre objet de la présente invention est de prévoir un procédé de réduction de l'anhydride sulfureux par du charbon dans un lit fluidifié. Un autre objet de la présente invention est de prévoir un procédé pour la réduction efficace de l'anhydride sulfureux en soufre en utilisant des charbons agglomérables comme réducteurs, dans lequel on emploie des particules de charbon ayant une dimension de particules inférieure à 500 microns. La pureté des gaz pro duits est améliorée et la tendance du charbon à s'agglomérer est réduite. Selon la présente invention, il est prévu un procédé en continu de réduction du contenu d'anhydride sulfureux de gaz qui consiste à introduire de façon continue un flux gazeux contenant de l'anhydride sulfureux dans une zone de réaction contenant un lit de matériau particulaire comprenant du charbon et un diluant solide, la vitesse du flux gazeux étant maintenue a moins de 30 cm par seconde de plus que la vitesse de fluidification minimale du lit de matériau particulaire et étant insuffisante pour transporter des quantités notables de matériau particulaire en dehors de la zone de réaction; à introduire continûment du charbon dans le lit tout en maintenant la température dans la zone de réaction entre environ 600 et 1100oC; à enlever continûment les gaz produits de la zone de réaction; et à récupérer le soufre des gaz produits. Quand on opère selon le procédé de la présente invention, l'anhydride sulfureux est effectivement et efficacement réduit, l'agglomération du lit est évitée quel que soit le type de charbon utilisé dans le procédé. Le procédé peut être mis en oeuvre de façon continue en régulant l'introduction de charbon supplémentaire dans la zone de réaction et du soufre de haute pureté peut facilement être récupéré. La présente invention permet également de réduire la tendance des particules de charbon à s'agglomérer et de réduire la quantité de goudron dans les gaz produits en utilisant seulement des particules de charbon ayant une dimension de particules inférieure à 500 microns pour la production de soufre par réduction d'anhydride sulfureux au moyen de charbon agglomérable, l'anhydride sulfureux étant amené à passer sur un lit de particules de charbon chauffé à une température comprise entre 700 et 9000C et le soufre étant récupéré a partir des gaz produits quittant le lit. L'utilisation de charbon pour réduire l'anhydride sulfureux polluant en soufre élémentaire présente plusieurs avantages. La fourniture de charbon n'est pas limitée comme le sont d'autres réducteurs de S02 tels que le gaz naturel. En conséquence, l'utilisation de charbon comme réducteur est non seulement plus économique, mais également permet de conserver le gaz naturel pour d'autres usages. La présente invention présente également une appli cation écologique supplémentaire pour des charbons très soufrés. La réduction de l'anhydride sulfureux par du charbon broyé dans un lit fluide de matière inerte présente également de nombreux avantages pratiques par. rapport à d'autres types de réacteurs. Un réacteur a lit fluide est bien adapté à la-réaction en raison de l'excellent contact gaz-solide. Ainsi, bien que la réaction soit exothermique, le transfert de chaleur est tres bon d'ou il résulte une bonne commande de la température et de la réaction. Par conséquent, la réaction peut être facilement effectuée dans un réacteur a lit fluide dans des conditions favorables à des rendements élevés en soufre. La source de gaz contenant de l'anhydride sulfureux n'est pas estimée être caractéristique de la présente invention. Des gaz contenant de l'anhydride sulfureux sont généralement traités pour concentrer l'anhydride sulfureux avant de mettre en oeuvre le processus de réduction. L'utilisation de gaz contenant une faible concentration d'anhydride sulfureux ne serait pas aussi efficace que l'utilisation concernant des concentrations plus élevées, et, pour cette raison, on préfère utiliser un gaz contenant de l'anhydride sulfureux ayant une concentration supérieure à 5 % en volume et de préférence supérieure à 50 % en volume, et encore de préférence supérieure a 80 % en volume d'anhydride sulfureux dans le processus selon la présente invention.Les gaz fournis doivent avoir une faible teneur en oxygène, car celui-ci pourrait entrer en compétition avec l'anhydride sulfureux pour réagir avec le charbon. Toutefois, dans certains cas, de petites quantités d'oxygène peuvent être souhaitables pour maintenir l'équilibre thermique souhaité dans le réacteur. Le processus selon la présente invention peut être mis en oeuvre en utilisant divers types de charbons pour réduire l'anhydride sulfureux. Dés charbons agglomérables et non-agglomérables peuvent être utilisés dans des conditions de fonctionnement souhaitables sans qu'il ne se pose de problème de collage du lit. Parmi les charbons qui peuvent être utilisés, on peut énumérer la lignite, les charbons sous-bitumineux, les charbons bitumineux et l'anthraci- te. Une calcination ou autre étape similaire de pré-traitement pour rendre le charbon non-agglomérable n'est pas nécessaire pour la mise en oeuvre de la présente invention. Ainsi, le charbon est tout simplement séché si cela est nécessaire, pulvérisé à la dimension de par ticule souhaitée et fourni au lit fluidifié en quantités nécessaires pour une réduction efficace de l'anhydride sulfureux. La réaction de l'anhydride sulfureux avec le charbon peut être représentée par l'équation suivante des réactions auxiliaires peuvent également prendre place produisant COS, CS2 et H2S ainsi que H2, CO et des hydrocarbures. La formation des sous-produits dépendra des conditions de réaction. Il est bien sûr très souhaitable de rendre maximale la conversion directe de S02 en soufre. La quantité de conversion de S02 sera affectée par le taux d'alimentation entre le charbon et l'anhydride sulfureux. Des taux élevés accroissent la quantité de conversion d'anhydride sulfureux. Toutefois des taux élevés tendent également à produire des quantités accrues de soufre contenant des sous-produits tels que H28 et COS dans les gaz de sortie. Le taux d'alimentation optimal dépendra du type de charbon utilisé dans le processus. Par exemple, pour de la lignite, il s'est avéré que la conversion d'oxyde de soufre n'augmente pas de façon notable au-dessus d'un taux d'alimentation a 130 z du taux stoechiométrique (sur la base de l'équation ci-dessus) du charbon par rapport a l'anhydride sulfureux. Dans certains cas, la formation de sous-produits contenant du soufre est minimisée en utilisant un taux inférieur au taux stoechiométrique. En conséquence, un taux d'alimentation compris entre 80 % et 130 % du taux stoechiométrique est préférable quand de la lignite est utilisée comme réducteur. Le lit fluide dans la zone de réaction peut être régulé à une température de réaction uniforme par des moyens connus. L'anhydride sulfureux est réduit par le charbon à toute température comprise entre environ 600 et ll000C. Toutefois, les températures de réaction comprises entre environ 700 et l0000C sont préférables pour rendre maximale la réduction de S02 en soufre. Une température d'au moins 7000C apparaît nécessaire pour une conversion pratique, économique d'anhydride sulfureux. A des températures supérieures a l0000C il se présente un danger accru de fusion du lit qui pourrait résulter en une agglomération de ce lit. Des charbons qui sont classés comme "charbons agglomérables" tendront, comme cette classification l'indique, a former des agglomérats quand ils sont chauffés aux températures requises pour réagir avec l'anhydride sulfureux. En outre, quel que soit le type de charbon utilisé pour réduire l'anhydride sulfureux, on considère qu'aux températures de réaction, certains eutectiques à faible point de fusion, qui sont formés à partir de la cendre de charbon, s'ac- cumulent tandis que la réaction progresse et qu'ils tendent a provoquer l'agglomération ou le collage du lit. On a découvert, selon la présente invention, que cette tendance a l'agglomération peut être combattue en prévoyant un diluant particulaire solide en tant que partie essentielle du lit fluidifié.L'utilisation d'une telle matière diluante s'est également avérée résulter en un fonctionnement de lit stable, et en une uniformité de température. Ainsi, que l'on utilise un charbon agglomérable ou non-agglomérable, la matière solide diluante constitue une partie essentielle de la présente invention. Cette matière diluante solide et particulaire doit être une matière qui n'affecte pas de façon néfaste le fonctionnement souhaité du lit, c'est-à-dire qui ne doit présenter pratiquement aucune propriété réactive vis-à-vis du charbon, de 11 anhydride sulfureux et du soufre. Alors que des matières inertes sont satisfaisantes dans ce but, le diluant solide peut être constitué en tout ou en partie, d'un catalyseur ou autre aide a la réaction. Du sable est un diluant particulier préféré en raison de son abondance, de son coût et de sa résistance à l'abrasion.Parmi les autres matières diluantes utiles au procédé selon la présente invention on peut citer l'alumine, l'oxyde de magnésium, les alumino-silicates, le quartz, le carbure de silicium et analogues. La relation de proportionnalité entre les constituants du lit n'est pas critique sauf dans la mesure où il doit exister suffisamment de particules de diluant solides pour fournir le ré sultat-souhaité d'empêcher le lit de coller et qu'il doit y avoir suffisamment de particules de charbon pour réagir avec S02 dans la mesure souhaitée.Etant données ces lignes directrices générales, il s'est avéré avantageux de fonctionner avec un lit de solide particulaire contenant entre 0,1 et 10 % en poids de charbon a tout instant donné. La quantité relative de charbon présente dans le lit sera également affectée par d'autres facteurs, par exemple la dimension du charbon, le type de charbon, la composition chimique du charbon et la réactivité du charbon.Ainsi, la détermination d'une composition de lit optimale variera en conséquence. La dimension des particules du charbon réducteur et du matériau particulaire dans le lit dépendra de nombreux facteurs tels que le diamètre de l'enceinte de réaction, la capacité des particules a se fluidifier et le rendement de réaction requis. Par exemple, de façon évidente, des matières à très grandes dimensions de particules ne seront pas efficacement fluidifiées et de très petites ma tières seront transportées en dehors de la zone de réaction avec le gaz. Il s'est avéré qu'une dimension moyenne de particules diluantes solides située entre 150 et 1500 microns est propre a être utilisée dans le procédé selon la présente invention, mais ceci peut varier en fonction des facteurs susmentionnés. Les particules de chai bon peuvent avoir la même dimension ou une dimension différente que celle du diluant.Puisqu'il existe habituellement-une relativement faible quantité de charbon par rapport a la quantité de diluant, la dimension des particules de charbon a peu d'effet sur les caractéristiques de fluidification du lit. Bien sûr, la dimension du charbon peut être suffisamment petite pour être fluidifiée et suffisamment grande pour rester dans le lit pendant une durée suffisante pour réagir avec l'anhydride sulfureux. La profondeur du lit dépendra de même de facteurs tels que la dimension de l'enceinte de réaction et de la durée de contact requise en fonction de la vitesse du gaz incident. En outre, la profondeur de lit est un facteur qui peut facilement être choisi en fonction du résultat souhaité. Il s'est avéré de façon surprenante, qu'une simple fluidification du charbon, même quand il est combiné avec de grandes quantités de matières diluantes particulaires est insuffisante pour fournir un processus opératoire pour la réduction de l'anhydride sulfureux. Pour certaines vitesses, meme quand le lit est dans un état fluidifié et que la réact'ion prend place comme cela est souhaité, un collage du lit prend place et, après une courte durée de fonctionnement, des agglomérats importants sont formés qui empêchent la fluidificationetpiovocruert une interruption du processus.Bien qu'on ne souhaite pas être lié ici par une quelconque explication théorique spécifique du fonctionnement, on considère qu'en dépit de la présence de la matière diluante particulaire, et en dépit du fait que les particules dans le lit sont en mouvement continu, la réaction de l'anhydride sulfureux avec les particules de charbon provoque la formation d'eutectiques à faible point de fusion sur les particules du lit; et quand ces eutectiques viennent en contact avec d'autres particules du lit, une agglomération prend place quand il existe un mouvement insuffisant de ce lit. C'est en conséquence, un aspect critique de la présente invention que de prévoir un mouvement de lit suffisant en maintenant la vitesse des gaz de fluidification à une vitesse d'au moins 30 cm par seconde (1 pied par seconde) et de préférence de 33 cm par seconde (1,1 pied par seconde) de plus que la vitesse de fluidification maximale nécessaire pour fluidifier le lit particulaire des solides en particules. La vitesse de fluidification minimale (Vmf) de tout lit donné de matière particulaire est déterminée en utilisant la corrélation de Wen et Yu (C.E.P. Symposium Series n0 62, volume 62, pages 100-111, 1966), 2 1/2 (Re)mf = [ (33,7) + 0,0408 (Ga)J - 33,7 où (Re)mf est le nombre de Reynolds des particules au début de la fluidification et Ga est le nombre de Galilée défini par La vitesse de fluidification minimale est ainsi calculée par où dp est le diamètre effectif des particules dans le lit et est défini par où #f est la densité du gaz fourni à la température et à la pression de réaction; e5 la densité de particule solide dans le lit; e la viscosité du gaz fourni à la température de réaction;; g l'accélération de la pesanteur (9,81 mètres par seconde carre) Xi la fraction en poids de particules dans le lit fluidifié ayant un diamètre di. Xi et di sont déterminés facilement par une analyse classique au tamis. La mise en oeuvre du procédé selon la présente invention en relation avec le paramètre de vitesse des gaz d'alimentation définis ci-dessus entraîne la possibilité de réaliser le procédé sur de grandes durées sans qu'il survienne de collage de lit nocif. Alors que l'on a défini la vitesse de gaz minimale pour un bon fonctionnement du processus de réduction d'anhydride sulfureux, il est clair que la vitesse des gaz incidents ne doit pas être tellement grande qu'il en résulte une perte de quantité notable de matières particulaires en dehors de la zone de réaction par transport avec le gaz provenant du lit fluidifié. Les gaz quittant la zone de réaction et de lit fluidifié peuvent être traités pour récupérer le soufre élémentaire, par exemple par condensation. En outre, dans certains cas, il peut être souhaitable de faire réagir ensuite les gaz sortants, par exemple dans un réacteur de Claus. Une caractéristique particulièrement avantageuse de fonctionnement selon la présente invention réside dans la possibilité d'obtenir du soufre de haute pureté d'une façon relativement facile. Bien que sensiblement toutes les cendres de charbon, c'est-à-dire les cendres restant après que le charbon a réagi avec l'anhydride sulfureux sont transportées en dehors du lit avec les gaz de sortie, la plus grande partie de ces cendres de charbon peuvent être facilement enlevées des gaz avant la condensation du soufre par des moyens connus par exemple à l'aide d'un séparateur à cyclone. En outre, les poussières de charbon résiduelles qui peuvent se déposer dans le soufre liquide tandis que les gaz produits sont refroidis pour permettre au soufre de se condenser peuvent être enlevées facilement du soufre par simple filtration, d'où il résulte un soufre produit de hau te pureté.Enoutre, quand onagitselon la présente invention, le soufr produit est pratiquement non contaminé par des goudrons de charbon. Comme cela a été indiqué, le processus selon la présente invention est mis en oeuvre de façon continue en effectuant une alimentation continue de charbon dans le lit fluidifié ce qui peut être accompli de façon connue, par exemple au moyen d'une vis d'alimentation, à une vitesse en correspondance avec la vitesse de réaction du charbon dans le lit. De préférence, le charbon est fourni en un point proche du fond du lit. Les exemples suivants sont donnés uniquement à titre d'illustration et ne doivent pas être epnsidérés comme limitatifs. Dans les exemples suivants, un réacteur à lit fluide d'un diamètre d'environ 15 cm a été utilisé. Le lit était essentiellement constitué de sable et avait habituellement une profondeur statique d'environ 60 cm (2 pieds) à moins qu'il n'en soit indiqué autrement. Sur la base des propriétés fluides et solides dans le lit, la vitesse de fluidification minimale a été calculée en utilisant la corrélation de Wen et Yu. Des gaz de S02 et N2 ont été mesurés à l'aide de débit-mètres tournants, préchauffés et continûment fournis en bas du lit à une vitesse propre à maintenir la fluidité du lit. La vitesse de gaz superficielle dans le lit était basée sur la vitesse d'alimentation des gaz d'entrée dans les conditions de fonctionnement. Du charbon séché pulvérisé était continûment fourni au lit fluide à des vitesses prescrites au moyen d'une vis d'Archimède.Les températures de réaction était mesurées par des thermocouples dans le lit fluide. La température de réaction était contr5- lée par la quantité de préchauffage du gaz fourni. En raison des pertes thermiques importantes du réacteur de 15 cm, il était parfois nécessaire d'inclure de l'oxygène dans le gaz d'alimentation (0 à 5 % en volume) pour maintenir la température de réaction (c'est-à-dire compenser les pertes thermiques en brûlant du charbon). Les cendres étaient enlevées des gaz de sortie par des cyclones. Après condensation du soufre (et de l'eau) des échantillons des gaz de sortie étaient prélevés et analysés par chromatographie gazeuse. EXEMPLE 1 Un gaz constitué de 78 % en volume de 502 et de 22 % en volume de N2 a été préchauffé et fourni en bas d'un lit fluide d'une profondeur d'environ 60 cm à une vitesse propre à produire une vitesse superficielle des gaz de 38,6 cm par seconde dans le lit. La dimension de particules moyenne du sable était de 350 microns. La vitesse de fluidification minimale du sable était de 2,83 cm/s. La température du lit était commandée à 7450C. Le réacteur a été mis en fonctionnement continu pendant 80 heures dans ces conditions, sans difficulté de collage de lit. Au cours de cette durée, la vitesse d'alimentation de lignite séchée (170 microns) a été modifiée. Quand la vitesse d'alimentation en lignite était de 102 % de la quantité stoechiométrique nécessaire pour convertir le S02 fourni en soufre gaz carbonique et eau, le taux de conversion de S02 était de 80 %. 83 % du 602 2 convertis l'étaient en soufre. Après condensation du soufre et de l'eau,le gaz de sortie du réacteur présentait la composition suivante en volume 22,2 % N2; 0,6 % CH4; 0,6 % CO; 50,9 % C02; 1,9 % COS; 7,1 % H2S; 1,0% CS2; 15,4 % 802. EXEMPLE 2 Un essai a été effectué dans des conditions similaires à celles de l'exemple 1, sauf que la dimension moyenne des particules de sable était de 550 microns. La vitesse de fluidification minimale du sable était de 8,5 cm/s. La vitesse superficielle du gaz dans le lit était de 38,6 cm/s. Le lit était initialement fluide, mais un collage du lit a pris place après seulement quatre heures de fonctionnement, entraînant une perte de la fluidité du lit et nécessitant un arrêt et une décharge du lit. EXEMPLE 3 De la lignite en provenance du Dakota du Nord (U.S.A.) -a été séchée et pulvérisée en une dimension de particulesmoyenne de 170 microns et utilisée pour réduire S02 dans le réacteur à lit fluide. Le taux d'alimentation lignite/802 était 96 % du taux stoechiométrique. Le gaz fourni au réacteur était composé de 80 % en volume de S02, de 19 % de N2 et de 1 % de 02. La température du lit fluide était maintenue à 8l00C. La vitesse superficielle dans le lit d'une profondeur de 60 cm était de 39,6 cm/s, et la dimension moyenne de particules de sable dans le lit était de 350 microns. La vitesse de fluidification minimale du sable était de 3,35 cm/s. Ces conditions ont été maintenues pendant 26 heures et aucun collage du lit ne s'est produit. Le gaz de sortie en volume % a été analysé et avait la composition suivante : 20,7 % N2; 0,9 % CO; 52,4 % C02; 2,5 % COS; 6,9 % H2S, 0,7 % CS2; 10,5 % SOL. 88 % de 802 dans le gaz d'alimentation a été converti, et la conversion a été sélective pour fournir 86 % du soufre. EXEMPLE 4 Du charbon sous-bitumineux agglomérable a été fourni au réacteur à lit fluide pour réduire 802. Le charbon avait été séché (à l050C) et pulvérisé jusqu'à une dimension moyenne de 170 microns mais n'avait été soumis à aucun autre pré-traitement. Le taux d'ali mentation charbon/802 était 98 % du taux stoechiométrique. Le gaz d'alimentation contenait 68 % de S02, 27 % de N2 et 5 % de 02 et était fourni à une vitesse propre à fournir une vitesse de gaz superficielle de 54 cm par seconde dans un lit d'une profondeur de 60 cm. Le sable dans le lit fluide avait une dimension de particulesmoyenne de 350 microns et une vitesse de fluidification minimale de 2,80 cm/s. La température du lit était de 8200C environ.Ces conditions ont été maintenues pendant 14 heures et le lit est resté fluide. Le gaz de sortie analysé du réacteur contenait en volume % 25,9 % N2; 2,8 % CO; 33 % CO2; 3,0 % COS; 3,6 % H2S; 1,9 % CSZ et 26,5 % S02. 60 % de S02 fourni étaient convertis et le taux de conversion état sélectif à 74 % en soufre. EXEMPLE 5 De l'anthracite pulvérisé et séché (180 microns) a été utilisé pour réduire S02 dans le réacteur à lit fluide. Un lit de sable d'une profondeur de 60 cm a été utilisé. Le sable avait une dimension de particule moyenne de 350 microns et une vitesse de fluidification minimale de 2,89 cm/s. En fonctionnement la vitessesuperfi- cielle du gaz dans le lit était de 36,5 cm/s. Le gaz fourni contenait 86 % en volume de S02, 6 % de N2 et 8 % de 02; le rapport d'alimentation charbon/S02 était 165 % du taux stoechiométrique,mais la conversion de S02 était de seulement 43 %, ce qui illustre la plus faible réactivité de l'anthracite. 96 % du S02 converti l'étaient en soufre.Sur une base exempte d'eau et de soufre, les gaz de sortie du réacteur contenaient en volume % 6,9 % N2; 0,6 % CO; 41,8 % C02; 1,8 % COS; 0,1 % H2S, 0,1 C82 et 50,6 % 802 EXEMPLE 6 De la lignite séchée et pulvérisée (170 microns) a été fournie au réacteur à lit fluide à un taux équivalent à 61 % du taux stoechiométrique nécessaire pour réduire le S02 fourni au réacteur en soufre, gaz carbonique et eau. Le gaz d'alimentation contenait 71 % de S02, 26 % de N2 et 3 % de O, était fourni à une vitesse propre à assurer une vitesse superficielle des gaz de 51,5 cm/s dans un lit fluide à 8200C Du sable de 350 microns avec une vitesse de fluidification minimale de 2,73 cm/s était utilisé dans le lit. Le gaz de sortie analysé du réacteur contenait en volume % 27,5 % N2, 0,7 % CO, 37,0 % C02, 1,0 % COS, 1,5 % H28,l,l % CS, et 33,7 % SOL. Le taux de conversion de S02 était de 55 %. 89 % du S02 converti l'était en soufre. EXEMPLE 7 Le réacteur à lit fluide a été mis en fonctionnement dans les mêmes conditions que dans l'exemple 6, sauf que le taux lignite/S02 était de 94 % du taux stoechiométrique. A ce taux d'alimentation en lignite plus élevé, la conversion moyenne de S02 était de 74 % et 84 % du S02 converti l'étaient en soufre. La composition de gaz de sortie du réacteur était en volume % 24,5 % N2, 0,1 % CH4, 0,8 % CO, 50t9 % C02, 1,5% COS,4,2 % H2S, 1,3 % CS2 et 17,3 % SO. Le soufre condensé à partir du gaz de sortie a été filtré. Le produit filtré analysé contenait 99,9 % de soufre considéré comme de très bonne qualité. EXEMPLE 8 De la lignite séchée pulvérisée (170 microns) a été fournie au réacteur à lit fluide sensiblement au même taux (94 % du taux stoechiométrique) que dans l'exemple 7. Les autres conditions de réaction étaient également les mêmes sauf que la température du lit fluide était de 70QOC. A cette température plus faible, la conversion moyenne de S02 était de 66 %, et cette conversion était sélective à 89 % en ce qui concerne le soufre. Le gaz de sortie du réacteur analysé contenait en volume e 23,7 % N2, 0,5 % CH4, 0,3 % CO, 45,1 % C02, 0,9 % COS, 1,1 % H2S, 1,3 % CS2 et 20,7 % 802. EXEMPLE 9 Le réacteur à lit fluide a été mis en fonctionnement dans des conditions similaires à celles de l'exemple 3, sauf qu'une durée de contact plus courte du gaz était effectuée, la vitesse du gaz dans le lit étant plus élevée, ayant une valeur de 73 cm/s. Un lit d'une profondeur de 60 cm-de sable était utilisé. La dimension moyenne des particules de sable était de 550 microns, et la vitesse de fluidification minimale était 7,9 cm/s. De la lignite séchée de 170 microns était fournie en continu à un taux égal à 95 % du taux stoechiométrique. En raison de la durée de contact courte, la conversion moyenne de SOL était inférieure à 48 %. 80 % du S02 converti l'étaient en soufre.Les gaz de sortie des réacteurs contenaient en volume % 20,4 % N2, 0,6 % CH4, 0,7 % CO, 29,9 % C02, 0,7 % COS, 3,5 % H2S, 1,5 % CS2 et 38,6 % SOL. EXEMPLE 10 La durée de contact moyenne du gaz a été augmentée en accroissant la profondeur du lit de sable à environ 1 mètre (statique). Le sable avait une dimension moyenne de particules de 350 microns et une vitesse de fluidification minimale de 2,73 cm/s. Le gaz fourni, constitue de 70 % en volume de S02 et de 30 % en volume de N2, était fourni à une vitesse propre à produire une vitesse de gaz de 67 cm/s dans le lit. De la lignite séchée, d'une dimension moyenne de particule de 170 microns, était fournie en continu à un taux égal à 104 % du taux stoechiométrique nécessaire pour réduire le SOL fourni. La température du lit était maintenue à 8000C. En raison de la durée de contact plus longue du gaz, 94 % du S02 fournis étaient convertis et 79 % du S02 étaient réduits en soufre.Les gaz de sortie du réacteur contenaient en volume % 33,5 % N2, 2,1 % CO, 47,6 % C02, 4,6 % COS, 6,1 % H2S, 0,4 % CS2, 4,7 % 502 EXEMPLE 11 Une série de réactions était effectuée dans laquelle des échantillons de charbon étaient d'abord contenus dans un tube de quartz d'un diamètre d'environ 1,25 centimètre (1/2 pouce) et d'une longueur d'environ 50 centimètres. Un four à microtubes concentrique de 7,5 cm de longueur était monté sur un train d'entraînement linéaire de façon à déplacer le four par rapport du tube de quartz contenant le charbon à vitesse constante. Le flux gazeux d'anhydride sulfureux et d'azote au travers du lit de charbon contenu dans le tube réacteur était mesuré, le four étant maintenu à la température indiquée et se déplaçant dans la direction opposée à celle du flux de gaz.Cet appareil était conçu pour correspondre à un réacteur gazsolide équivalent, et pour fournir un contrôle plus précis des variables de réaction. Des échantillons d'un charbon bitumineux s'agglomérant à forteteneur en matières volatiles (HVC) en provenance de l'Indiana et de l'Illinois ont été passés au tamis pour fournir une dimension de particule indiquée-. Le charbon de l'Indiana analysé contenait 15,14 % d'humidité; 11,9 % de cendres; 35,2 % de composants volatils; 37,6 % de carbone fixé et 2,83 % de soufre et avait une chaleur spécifique d'environ 2,53 Calories. Le charbon de l'Illinois analysé comprenait 16,46 % d'humidité; 12,46 % de cendres; 31,62 % de produits volatils; 39,46 % de carbone fixé et 3,08 % de soufre et avait une chaleur spécifique d'environ 2,52 Calories.La conversion d'anhydride sulfureux dans le flux gazeux a été mesurée à des intervalles de 15 minutes au cours de chaque cycle et la formation de goudron relative et la qualité du soufre produit ont été observées.Après chaque cycle, le mélange cendre-produit de carbonisation a été enlevé et testé en ce qui concerne son agglomération. Comme cela est représenté dans le tableau ci-après, la vitesse de conversion de S02, la qualité du soufre, et le manque d'agglomération de la formation de goudron étaient tous très bons, avec des échantillons de charbon de faible dimension de particules. TABLEAU Essai Source Dimen- Flux de gaz en Temps Tempéra- Conver- Formation Soufre Nature n de char- sion de cm par minute de con- ture sion de de gou- Produit du mé bon particu- N2 So2 tact du SO (mo- dron lange les en gaz (se- le %) cendre niorons conde) produit de car bopnisa tion 1 Illinois 250 à 23 84 0,32 s 850 C 100 Faible Propre ecoule ment libre 2 Illinois 250 à 30 150 0,19 s 850 C 91 Faible Propre Ecoule 425 ment libre 3 Illinois 250 à 25 145 0,20 s 850 C 98 Faible Propre Ecoule ment 425 libre 4 Illinois 2000 à 20 70 0,38 s 850 C 60 Elevée Noir Agglomé rée 5 Indiana 250 à 25 125 0,23 s 850 C 97 Faible Propre Eocule 425 ment libre 6 Illinois 250 à 15 85 0,34 s 850 C 85 Faible Propre Eocule 425 ment libre 7 Indiana 2000 à 20 10 1,14 s 850 C 42 Très Goudron- Agglomé 4000 élevée neux rée 8 Indiana 75 à 25 85 0,31 s 850 C 98 Faible propre Ecoule 150 ment libre L'appréciation de certaines des valeurs de mesures indi quées ci-dessus doit tenir compte du fait qu'elles proviennent de la conversion d'unités anglo-saxonnes en unités métriques. 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. REVENDICATIONS 1 - Procédé de réduction en continu du contenu d'anhydride sulfureux d'un flux gazeux consistant à introduire un flux de gaz contenant de l'anhydride sulfureux dans une zone de réaction contenant un lit de matériau particulaire caractérisé en ce que ce matériau particulaire comprend du charbon et un diluant solide, la vitesse du flux gazeux étant maintenue à au moins 30 cm par seconde de plus que la vitesse de fluidification minimale du lit de matière particulaire et étant insuffisante pour transporter des quantités notables de matière particulaire en-dehors de la zone de réaction, ce procédé consistant en outre à introduire en continu du charbon dans le lit, tout en maintenant la temperature de la zone de réaction entre 600 et 11000C, à enlever continûment de la zone de réaction les gaz produits, et à en récupérer le soufre. 2 - Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que le charbon est choisi dans le groupe comprenant la lignite, les charbons sous-bitumineux et l'anthracite. 3 - Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que le matériau diluant solide est du sable. 4 - Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la température de la zone de réaction est maintenue entre 700 et 1O000C. 5 - Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que le charbon est de la lignite et en ce que le taux de charbon par rapport à l'anhydride sulfureux est compris entre 100 et 130 % du taux stoechiométrique. 6 - Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que le flux gazeux contient au moins 50 % en volume d'anhydride sulfureux. 7 - Procédé de fabrication du soufre par réduction de l'anhydride sulfureux avec un charbon agglomérable dans lequel un gaz contenant de l'anhydride sulfureux est amené à passer dans un lit de particules de charbon chauffé à une température située entre 600 et 9000C, le soufre étant récupéré à partir des gaz produits quittant le lit, caractérisé en ce qu'il comprend en outre l'étape consistant à réduire la quantité de goudron dans les gaz produits, et à diminuer la tendance des particules de charbon à s'agglomérer en utilisant des particules de charbon ayant une dimension de particules inférieure à 500 microns. 8 - Procédé selon la revendication 7, caractérisé en ce que le contenu en anhydride sulfureux du gaz est supérieur à 50 % en volume.