CS215003B2 - Method of sulphonation or sulphatation of organic compounds and facility for executing the same - Google Patents

Description

Způsob sulfonace nebo sulfataee organických sloučenin na volném povrchu filmu kapaliny, na který působí řízené množství plynného sulfonačního nebo sulfatačního prostředku. Reakčního produktu se po zneutralizování používá pro výrobu povrchově aktivních prostředků.

Vynález se týká způsobu sulfonace nebo sulfatace organických sloučenin, při kterém se na volný povrch kapaliny působí řízeným množstvím plynného reakčního činidla a zařízení pro provádění tohoto způsobu. Produktu způsobu se používá po neutralizaci pro výrobu povrchově aktivních látek.

Vynález se tedy týká zlepšeného způsobu filmové sulfonace v mnohatrubkovém reaktoru a také mnohatrubkového reaktoru pro provádění způsobu podle vynálezu.·

Sulfonace nebo sulfatace ' látek, používaných v průmyslu povrchově aktivních látek (dodecylbenzen, rozvětvené a lineární mastné alkoholy, ethoxylované mastné alkoholy, olefiny, estery mastných kyselin), se provádí v současné době různými způsoby.

Ze známých způsobů se hlavně používají způsoby založené na reakci s plynnou směsí obsahující oxid sírový [například konvertorový plyn) v kaskádě reaktorů, kde se plyn nechává reagovat v míchaných nádobách se hmotou kapaliny s postupně se zvyšující koncentrací sulfonovaného produktu, nebo v trubkových reaktorech, kde plyn reaguje kontinuálně s kapalinou uspořádanou ve formě tenké vrstvy, při nastavení průtoku a takových rychlostí, aby postupně koncentrace plynu klesala a odpovídajícím způsobem postupně vzrůstala koncentrace sulfonovaného produktu.

Výhodou prvního systému je možnost řízení v různých stupních buď žádaného stupně reakce nebo reakční teploty, čímž se předchází vzniku přesulfonovaného produktu vlivem nadměrné teploty. Rovněž doba prodlevy v reaktoru, to je doba styku reagujících složek, se může úspěšně řídit pro dokončení reakce vhodným rozměrem alespoň jedné kaskády reaktorů.

Druhý systém, tak zvaný filmový reaktor, umožňuje provádět reakci v jediném reaktoru při extrémně krátké době styku reagujících složek, přičemž plyn reaguje v postupně klesajícím zředění v souhlase s tím, jak vzrůstá stupeň zreagování složek.

Sulfonační reakce ve filmovém reaktoru se v současné době provádí v různých systémech.

1.

Filmová sulfonace v jednotrubkovém reaktoru. Je to typ reaktoru, kterého se pro filmovou sulfonaci používalo zpočátku. Tento jednotrubkový reaktor zahrnuje· jedinou válcovou svislou trubku, na jejímž horním konci se zavádí vrstva neboli film kapalné látky, která se nechává stékat a přilíná na vnitřní stěnu trubky. Uvnitř trubky protéká plynný reakční prostředek, zpravidla oxid sírový zředěný inertním nosičem.

Chladicí kapalina se nechává stékat a obíhat po venkovním povrchu trubky, aby teplota směsi v průběhu reakce zůstávala v předem stanovených mezích. Omezením jednotrubkového reaktoru tohoto typu je skutečnost, že maximální průměr reaktoru (a tak jeho maximální provozní rychlost) je vázána na optimální rychlost zavádění plynného reakčního prostředku.

Jelikož největší část -reakce při optimální rychlosti plynu 2Ó až 80 m/s probíhá v prvním velmi krátkém podílu reaktoru, průměry (a tím odpovídající výrobní rychlosti) větší než 2,54 cm vedou k nepřijatelnému snížení chladicího povrchu na - venkovním povrchu trubky. To vede ke vzrůstu vrcholu teploty v reakční hmotě na nepřijatelnou hodnotu a tak dochází ke špatné kvalitě produktu (špatná barva v důsledku vytváření přesulfonovaných vedlejších produktů).

2.

Reaktor s prstencovým prostorem pro plyn. Tento typ reaktoru má dva soustředné, svislé a souosé válce, vnitřní a vnější, které vymezují prstencový prostor pro plyn.

Kapalné činidlo se zavádí jednak na vnitřní povrch venkovního válce, jednak na vnější povrch vnitřního válce.

Vhodnou volbou poměrů - průměrů těchto dvou válců, je možno plochu průřezu reaktoru vhodně upravovat. Plocha průřezu reaktoru je tvořena prstencem vymezovaným uvedenými dvěma válci.

Rovněž tento typ reaktoru má však některé nevýhody. Jestliže je žádoucí zvětšit průměr obou válců ke zvýšení výrobní kapacity, vzrůstají značné potíže při vytváření filmu kapaliny konstantní tloušťky. To vyžaduje velice přesnou konstrukci reaktoru a tím - značné zvýšení investičních nákladů. K dosažení rovnoměrného rozdělení kapalného- činidla na stěnách reaktoru bez nutnosti mimořádné přesnosti při konstrukci a při montáži jednotky se v modifikovaném- reaktoru tohoto typu uspořádá prstencový rotor v horní části prstencového prostoru pro plyn.

Takový reaktor však pouze částečně odstraňuje shora uvedené nedostatky; ve skutečnosti se požadujee alespoň pro horní podíl tohoto reaktoru právě vyšší přesnost se zřetelem na otáčející se člen, jehož vzdálenost od dvou filmů kapalného činidla se musí pečlivě stanovit.

3.

Mnohatrubkové reaktory. Tento typ reaktoru sestává ze svazku jednotlivých trubek, z nichž má každá optimální rozměr se zřetelem na rozdělení kapaliny, jakož také se zřetelem na chladicí povrch a na snadnost mechanické konstrukce.

V těchto reaktorech je nejobtížnější zajistit pro každou trubku přesné množství plynu a kapaliny, aby se dosáhlo v každé trubce stejného molového poměru reakčních složek, předem stanoveného pro reaktor. Četní autoři se v poslední době zabývali problémem vyřešit tento požadavek následujícím uspořádáním:

a) použitím kalibrovaných otvorů pro zavádění kapaliny a plynu do každé jednotlivé trubky,

b) použitím reakčních kalibrovaných trubek, které by měly všechny stejný rozměr: průměr, tloušťku stěny a délku,

c) použitím tlaku vyrovnávacího plynu zaváděného distribučními -tryskami k zajištění správného rozdělení reakčních složek v reaktorových trubkách.

Shora uvedená uspořádání, jakkoliv zlepšují technologické podmínky, nemohou zajistit dokonalý molový poměr mezi kapalným a plynným reakčním činidlem v jednotlivých trubkách, umožňují však , přijatelné výsledky díky již shora uvedeným přednostem závisícím na použití mnohatrubkového reaktoru, kde každá - jednotlivá trubka zajišťuje optimální provozní podmínky, jestliže je do ní zavedeno správné množství tekutin.

Takovým způsobem jsou nejlepší dosažitelné výsledky statistickou střední hodnotou více nebo méně optimálních hodnot získaných z jednotlivých trubek, jakkoliv v takové trubce, posuzováno individuálně, nemusí být molový poměr plyn/kapalina vždy optimální.

Přesný poměr plyn/kapalina se dosahuje na úkor značných tepelných ztrát. K tomu dochází také v souosých trubkových reaktorech a zvláště pro zavádění plynného reakčního činidla je třeba počítat se značnými náklady na energii a s konstrukčními problémy jednotek pro výrobu oxidu sírového.

Úkolem vynálezu je proto odstranit shora uvedené nedostatky kombinací jednotlivých studovaných prvků a vyzkoušených pro tento účel. Jsou to:

A) Volba mnohatrubkového řešení k zajištění nejlepších podmínek tepelné výměny a homogenity tloušťky filmu.

B) Volba optimálního rozměru jednotlivých trubek pro optimální kombinaci maximálního průměru (nižší počet trubek), minimální výšky (nižší tlakové ztráty) avšak při jednoduchém mechanickém provedení.

C) Rozdělení plynného reakční činidla za zanedbatelných tlakových ztrát, úpravou tloušťky filmu v každé jednotlivé trubce a tak rychlosti průtoku kapalného činidla, reakčními profily a reakční teplotou po délce trubky.

Kombinace těchto prvků umožňuje dosáhnout vynikajících výsledků bez potřeby kalibrace, jestliže se mění průtok a/nebo typ použité kapalné látky.

Způsob sulfonace nebo sulfatace organických sloučenin plynem obsahujícím oxid sírový a nosný plyn vedením kapalné sloučeniny, která se má zpracovávat, ve formě filmu do vhodně dimenzovaných trubek uspořádaných rovnoběžně ve svislém směru mezi komorou pro zavádění reagujících složek na horním konci trubek a s komorou pro shromažďování reakčních produktů na dolním opačném konci trubek je vyznačen tím, že zaváděcí tlak pro plynné činidlo je v podstatě tentýž, jako tlaková ztráta způsobená - průtokem plynného činidla uvnitř jednotlivých trubek protékaných reakční kapalinou, přičemž zaváděcí tlak plynného činidla je nižší, než zaváděcí tlak kapalného - činidla o minimální množství.

Zaváděcí tlak plynného činidla do každé jednotlivé trubky je 0,01 až 0,05 MPa, s výhodou 0,02 až 0,04 MPa.

Zaváděcí přetlak kapalného činidla se zřetelem na zaváděcí tlak plynného činidla je až o 9,8 x 10 až 9,8 x 10³ Pa, s výhodou 49 x 10 až 147 x 103 Pa.

Vnitřní průměr každé ttubky je 20 až 40 mm a s výhodou je 20 až 30 mm, přičemž délka každé trubky je 2 až 10 m a s výhodou - 5 až 7 m. - Venkovní povrch trubek se chladí oběhem vhodné chladicí kapaliny.

Nosný plyn je tvořen alespoň z části vyčerpaným plynem ze sběrné komory pro shromažďování produktu téhož reaktoru.

Zařízení pro provádění - způsobu podle - vynálezu typu sestávajícího ze svazku navzájem rovnoběžných, svisle uspořádaných trubek, - do nichž - se zavádí - plynné reakční činidlo nahoře - ze společné distribuční ' komory, je vyznačeno tím, že průřez každé trubky je v podstatě konstantní ou plnicího průřezu plynného činidla až k dolnímu konci.

Kapalné reakční činidlo se zavádí do každé trubky na jejím horním konci okrouhlou štěrbinou upravenou na trubce. Vnější povrch každé trubky se ochladí vhodnou chladicí kapalinou obíhající v jedné nebo v několika komorách uspořádaných kolem trubek.

Zařízení má také vhodné prostředky - pro nastavení velikosti štěrbiny.

K lepšímu pochopení vynálezu je nyní popsán příklad s odvoláním na obrázky, kde obr. 1 je schematický svislý řez reaktoru vhodného pro provádění vynálezu, obr. 2 ukazuje ve zvětšeném měřítku detail označený II na obr. 1, obr. 3 je řez III—-III z obr. 1, obr. 4 je schematický řez třemi trubkami reaktoru znázorňující provozní podmínky trubek a obr. 5 a 6 jsou podobné jako obr. 4 a znázorňují dvě jiné provozní podmínky.

Jak je patrno z obrázků sestává reaktor ze svazku svislých, rovnoběžných trubek vedle sebe uspořádaných a ústících nahoře do plnicí komory 70, do níž vstupuje plynné činidlo potrubím 12 z provozu produkujícího ' plynný oxid sírový s výhodou katalytickou konverzí.

Trubky 10 ústí dole do sběrné komory 40, v níž se shromažďují produkty reakce, které se odvádějí potrubím 13, znázorněným jen schematicky.

Ve válcové nádobě reaktoru 1 proudí vně trubek 10 chladivo, s výhodou voda. Jelikož exotermická reakce mezi kapalnými produkty které se mají sulfonovat ne · bo sulfátovat, a plynným činidlem, sestávajícím z oxidu sírového, se odbývá hlavně v horní části trubek 10, je výhodné, aby chladivo proudilo souproudně s reakční směsí, to je směrem dolů.

Proto je nahoře uspořádáno alespoň jedno plnicí potrubí 20 pro chladivo a odváděči potrubí 21 dole.

Vhodné vodorovné přepážky 22 zvyšují turbulenci chladivá a zvětšují jeho dráhu známým způsobem. Chládivo proto proudí v prostoru ohraničeném vnějším povrchem trubek 10, vnitřním povrchem pláště reaktoru 1 a dvěma trubkovnicemi 23 a 24, do nichž jsou těsně zavedeny trubky 10.

Nad trubkovnicí 23 je uspořádána trubkovnice 25, čímž je vytvořena druhá komora 15 pod komorou 70 k distribuci kapalného reakčního činidla. Do komory 15 je toto kapalné· činidlo přiváděno jedním nebo několika přívody 16. Kapalné reakční činidlo vstupuje do jednotlivých trubek 10 z distribuční komory 15 · plnicím zařízením podrobně znázorněným na obr. 2, jež je na každé trubce 10.

Každá trubka 10 je nahoře rozšířena do válcové části 30 o poněkud větším průměru; horní části trubky 10 je připojena k dolní části rozšíření 30 krátkým kuželovitým nátrubkem 31.

Horní rozšířená část 30 je opatřena řadou otvorů 38 pro kapalné činidlo a na její vnější povrch je nasazeno s vhodnou vůlí svým vnitřním průměrem pouzdro · 33, které zajišťuje těsnost spojení s trubkovnicemi 23 a 25.

Pouzdro 33 je opatřeno otvory 36 pro kapalné reakční činidlo o takové velikosti a rozdělení po obvodu, že nezpůsobují tlakové ztráty při průchodu kapaliny.

Uvnitř horní rozšířené části · 30 trubky 10 je druhé pouzdro 50, jehož vnější povrch lícuje s vnitřním povrchem rozšířené části 30 s výjimkou středové oblasti, která vytváří širokou obvodovou drážku 51.

Vnitřní stěnou rozšířené části 30 a obvodovou drážkou 51 · je vytvořen mezikruhový prostor, který může pojmout kapalné reakční činidlo z otvorů 38 a 36, ústících do drážky 51.

Vhodné axiální průchody 52, znázorněné na obr. 2 pouze schematicky, umožňují vytékání kapalného činidla z mezikruhového prostoru definovaného drážkou 51 směrem dolů. Pouzdro 50· je dole opatřeno kuželovým zakončením se stejnou kuželovltostí, jako má kuželovitý nátrubek 31 mezi rozšířenou částí 30 a trubkou 10.

Mezi dolním koncem pouzdra 50 a kuželovitým nátrubkem 31 je vytvořena mezikruhová štěrbina orientovaná podél tvořících přímek komolého kužele, · jejíž šířka je dána svislou polohou pouzdra 50.

Nahoře je pouzdro 50 opatřeno závitovou hlavicí 54, která může být zašroubována do rozšířené části 30. Je tak umožněno šroubováním závitovou hlavicí 54 spouštět pouzdro 50 dolů nebo zvedat je nahoru vůči rozšířené části 30, čímž se mění průřez mezikruhové štěrbiny mezi dolní hranou pouzdra 50 a kuželovitým nátrubkem 31. Tento mezikruhový otvor je orientován podél tvořících přímek kužele a podporuje rozdělení kapalného činidla do tvaru filmu označovaného 60 na obr. 2 podél vnitřní stěny trubky 10.

Je vhodné, aby vnitřní průměr pouzdra 50 byl totožný s vnitřním· průměrem trubky 10, takže plyn, přicházející z distribuční komory 70 může být přiveden do styku s volným povrchem filmu 60, aniž to způsobí tlakové ztráty. Je zřejmé, že vzhledem ke konstrukční jednoduchosti distributoru reakčního činidla je· velmi obtížné dosáhnout přesného nastavení průtočné rychlosti. Byly skutečně naměřeny odchylky větší · než 20 % mezi jmenovitou průtočnou rychlostí a jednou z trubek 10 reaktoru při měření bez dodávání plynného činidla.

Jak bude dále vysvětleno, dají se způsobem podle vynálezu udržet odchylky poměru mezi průtočnou rychlostí plynného činidla a kapalného činidla v úzkých mezích. Takový výsledek je dosti překvapující, jestliže uvážíme, že hlavní obtíží všech filmových reaktorů je právě dodržení správného poměru obou reakčních činidel.

Podle vynálezu je tlak plynného činidla podstatně nižší, než tlak plynného činidla u známých způsobů.

Tento tlak je podle vynálezu asi 0,01 až 0,04 MPa. V závislosti na použitém kapalném reakčním činidle je tlak kapalného činidla vyšší než tlak plynného činidla a odpovídá výšce hladiny kapaliny v distribuční komoře pro kapalinu.

Přes nízký tlak obou reakčních činidel a přesto, že se může průtok kapalného činidla lišit až přes 20 % v jednotlivých trubkách, je překvapivé, že molový poměr kapalného reakčního činidla a plynného činidla zůstává velmi blízký dané střední hodnotě při velmi malých rozdílech v jednotlivých trubkách, jak vyplývá z dosažených výsledků. Možné vysvětlení tohoto překvapivého výsledku · je rozvedeno za pomoci obr. 4, 5 a 6.

Za předpokladu, že v časovém intervalu (t0 až ti J v každé ze tří trubek 110, 210, 310 stejného průměru a stejné délky je stejná ideální situace, to znamená, že tři průtokové rychlosti kapalného reakčního činid215003 la, L_b L₂, L₃ jsou stejné, tři průtokové rychlosti plynného činidla G_b G₂, G₃ jsou také stejné, jsou také stejné tři molové poměry R_b R₂, R₃ a odpovídají předem stanovenému optimálnímu molovému poměru; jestliže jsou průměry tří uvedených trubek přesně stejné, pak dojde také ke stejným stupňům zreagování složek v trubkách, a jak je ukázáno na obr. 4, udávají P_tí0, P₉₀ a P₉₈ stupeň zreagování složek na 60 °/o, 90 '%í a 98 %.

Délka trubek je volena tak, aby doba styku dvou reagujících složek byla ve velké míře dostatečná za optimálních podmínek zavádění obou složek, aby se zajistila prakticky dokonalá konverze kapalné reakční složky (aby stupeň reakce dosáhl téměř 100 °/o). Takovým způsobem se zajistí dokonalý průběh reakce v každé trubce i za podmínek lišících se od podmínek optimálních, jestliže к takovému stavu dojde vlivem disturbancí nebo z podobných důvodů.

Nyní za předpokladu, že v časovém intervalu tj až t₂ zůstávají průtokové rychlosti plynného činidla G_b G₂, G₃ nezměněny, dochází ke změnám průtokové rychlosti kapalného reakčního činidla L_b L₂, L₃, takže například

Li = L_t/3, L₂ = 0,9 L_t/3, L₃ = 1,1 L_t/3, kde L_t je suma průtokové rychlosti kapalného reakčního činidla ve třech trubkách a udržuje se na konstantní hodnotě. Ve trubce 110 zůstávají poměry jasně nezměněny se zřetelem na podmínky uvedené na obr. 4, a tak se také nemění hodnoty odpovídající P₆₀, Pgo a P₉₈. Následkem nižší průtokové rychlosti kapaliny v trubce 210 dojde ke zvýšení hodnot P_tí0, P₉₀ a P₉₈, zatímco naopak dojde к opačným výsledkům v trubce 310, v důsledku větší průtokové rychlosti kapalného reakčního činidla.

Připomíná se, že rozdíly tlaku v distribuční komoře 70 a ve sběrné komoře 40 odpovídají tlakové ztrátě v každé z těchto tří trubek, ve kterých je proto tato tlaková ztráta stejná.

Dále se připomíná, že spolu s variacemi stupně, do kterého proběhla reakce se značně mění viskozita a tak také tloušťka filmu tvořeného směsí kapalného reakčního činidla a kapalným produktem reakce. Zvláště při zvyšujícím se stupni, do kterého reakce proběhla, dochází ke zvýšení viskozity a tloušťky filmu, který sestává ze směsi kapalného reakčního činidla a kapalného reakčního produktu.

Obr. 5 ukazuje, že výška H₃ části trubky 310, kde je stupeň reakce vyšší než 98 je kratší než odpovídající výška 1¾ trubky

110, přičemž tato výška H_b je naopak kratší než výška H₂.

Následkem svých různých délek H_b H2,

H₃ mají proto uvedené tři trubky rozdílný střední průřez průchodu plynného reakčního činidla, jelikož střední tloušťka kapalného filmu na stěnách trubek je rozdílná. Jelikož tři průtokové rychlosti plynnéhoreakčního činidla ve trubkách 110, 210 a 310 závisejí jasně pouze na odpovídajícím středním průřezu, přičemž tlakový rozdíl při extrémních rozdílech v těchto třech trubkách je, jak shora uvedeno, stejný, dochází к těmto výsledkům:

ve trubce 210 se středním průchodem menším než je původně ukázáno na obr. 4, dochází к poklesu průtoku plynného reakčního činidla, čímž se molový poměr snižuje pod optimální výchozí původní hodnotu; ve trubce 310 se středním průchodem větším, než je původně ukázáno na obr. 4, dochází ke vzrůstu průtoku plynného reakčního činidla, čímž se molový poměr posunuje nad optimální výchozí původní hodnotu.

Vychází-li se ze chvíle t_b je však možné, že ačkoliv zůstává konstantní a stejná průtoková rychlost L_b Lo, L₃ kapalného reakčního činidla, mění se průtoková rychlost plynného reakčního činidla, takže, jak vyplývá z obr. 6, platí = G_t/3,

G₂ =- 0,9 G_t/3,

G₃ - 1,1 G_t/3, přičemž G_t je suma průtokové rychlosti plynného reakčního činidla ve všech třech trubkách, udržovaná na konstantní hodnotě.

V trubce 110 zůstává situace jasně nezměněna se zřetelem na situaci podle obr. 4, a proto umístění hodnot P₆₀, P₉₀ a P₉₈ se nemění. V důsledku nižší průtokové rychlosti plynného reakčního činidla v trubce 210 dojde ke snížení hodnot P₆₉₎ P₉₀ a P₉₈, zatímco v důsledku vyšší průtokové rychlosti plynného reakčního činidla v trubce 310 dojde ke zvýšení těchto hodnot.

Ze stejných důvodů, jak shora uvedeno, dojde к poklesu průtoku plynného činidla v trubce 310 a ke vzrůstu průtoku téhož plynného činidla v trubce 210, jelikož odpovídající střední průřez klesne v trubce 310 a vzroste v trubce 210. V tomto případě se molové poměry R₂ a R₃ budou posunovat ve směru к původním optimálním hodnotám.

Vedle shora uvedeného vyrovnávacího jevu, založeného na modifikaci reakčních profilů trubek, je ještě další důležitý vyrovnávací jev, který využívá značných změn viskozity s teplotou. Jestliže teplota filmu kapaliny uvnitř trubek se mění, mění se také odpovídajícím způsobem střední viskozita kapaliny. Následkem toho pro stejnou rychlost průtoku při vzrůstající střední teplotě filmu klesá střední tloušťka filmu a tím vzrůstá střední průřez pro průchod plynného reakčního činidla. К opačným pomě215003 rům dochází při poklesu střední teploty filmu.

Proto se zřetelem na tři trubky podle obr. 4 a se zřetelem na možné různé situace podle obr. 5, pro trubku 210, charakterizovanou poklesem rychlosti průtoku kapalného reakčního činidla, bude celkovým důsledkem reakce menšího množství reakčních složek za jednotku času a tím se uvolní méně reakčního tepla. Jelikož teplota a průtokové podmínky chladicího prostředí zůstávají stejné, v této chvíli se střední teplota filmu sníží se zřetelem na původní hodnotu v důsledku nižšího reakčního tepla, které má odvést chladicí prostředí. To povede k vyšší střední viskozitě, k vyšší tloušťce filmu a ke zmenšení průřezu pro průchod reakčního plynu.

Jelikož se tlak v trubce 210 nemění, rychlost průtoku G₂ reakčního plynu klesá, a proto se molový poměr R₂ snižuje a vrací se ke své původní optimální hodnotě. Na druhé straně pro případ trubky 310 za podmínek ' podle obr. 5, povede vzrůst rychlosti průtoku reakční kapaliny ke vzrůstu množství látek zreagujících za jednotku času a tím dojde k většímu uvolňování reakčního tepla. To jsou tedy naprosto opačné podmínky k podmínkám předešlým a jejich konečným důsledkem je vzrůst střední teploty filmu, pokles střední viskozity filmu a tak vytvoření většího průřezu pro průchod reakčního plynu. V tomto případě rychlost příchodu reakčního plynu vzroste, takže se zvýší hodnota molového poměru R₃ ve směru ke své původní optimální hodnotě.

Za podmínek podle obr. 6, kdy průtok kapaliny zůstává konstantní, je střední hodnota teploty filmu prakticky neovlivněna, — obsah sulfonovatelných látek v surovině — střední molekulová hmotnost suroviny — rychlost průtoku suroviny — objemová koncentrace oxidu sírového v nosném plynu — teplota oxidu sírového zaváděného do reaktoru — vstupní tlak plynného reakčního činidla zaváděného do reaktoru — přetlak kapalného reakčního činidla a proto se uplatňuje vyrovnávací jev založený toliko na variaci reakčního profilu.

Tyto dva vyrovnávací jevy jsou tak výrazné, že vyrovnávají nerovnovážný vliv způsobený variací průtokové rychlosti reakčních složek a, jak je ze shora uvedeného jasné, neobnovují původní optimální hodnoty průtokových rychlostí v každé trubce, nýbrž toliko původní hodnoty molového poměru mezi dvěma reakčními složkami. .

Ve skutečnosti, když vycházíme z ideální situace podle obr. 4, pak po uplynutí přechodné periody se uplatní vliv vyrovnávacích jevů a dojde k jedinečné celkové materiálové rovnováze v celém reaktoru:

Rj = R₂ = R₃ = R_t =--gProto nehledě na skutečnost, že průtokové rychlosti se v každé trubce liší od ideální průtokové rychlosti

GT/3 a LT/3 molární poměr v každé trubce je správný a upravuje se venkovními řídicími prostředky reaktoru.

Následující příklady způsob podle vynálezu objasňují.

Příк 1 adl

Tento příklad ukazuje výhody způsobu sulfonace podle vynálezu pro případ technického lineárního dodecylbenzenu s širokým spektrem složení a s délkou alifatických řetězců 9 až 15 atomů uhlíku.

98, 5 %

267

180 kg-h %

až 40 °C

18,6 kPa cm*¹ *> sloupce kapalného reakčního činidla

Reaktor podle vynálezu má tyto charakteristiky:

— počet trubek — vnitřní průměr trubek — délka trubek mm 6000 mm

Jakožto chladicí kapaliny se používá vo- Analytické složení a charakteristiky prody o teplotě 25 °C. Teplota sulfonové ka- duktu získané po stárnutí a po stabilizaci: paliny při výstupu z reaktoru je 45 °C.

213003 — množství nesulfonovaných podílů v reakčním produktu — množství volné kyseliny sírové — barva produktu

1,35 % pod 1 % 25 °Klett

Příklad 2

Tento příklad ukazuje výhody sulfatace — střední molekulová hmotnost suroviny — rychlost průtoku suroviny — objemová koncentrace oxidu sírového v nosném plynu — teplota oxidu sírového zaváděného do reaktoru — přetlak kapalného reakčního činidla sloupce kapalného reakčního činidla — vstupní tlak plynného reakčního činidla zaváděného do reaktoru podle vynálezu pro případ syntetického laurylalkoholu (s 12 až 15 atomy uhlíku).

207

150 kg/h %

°C cm**

19,1 kPa

Použitý reaktor má stejné charakteristiky jako reaktor použitý v příkladu 1.

Jakožto chladicí prostředí se používá vo- — množství nesulfonovaných podílů v reakčním produktu — obsah síranu sodného — barva dy o teplotě 20 °C. Sulfatovaný produkt, odváděný z reaktoru, má teplotu 39 °C.

Analytické složení neutralizovaného produktu:

1,9 O/o

0,88 % °Klett

Neutralizace se provádí ve vodném roztoku. Shora uvedené hodnoty obsahu nesulfonovaného materiálu a síranu sodného se vztahují na 100 % aktivní složky.

Příklad 3

Tento příklad ukazuje výhody sulfatace podle vynálezu pro případ syntetického laurylalkoholu (s 12 až 15 atomy uhlíku) ethoxylovaného třemi molekulami ethylenoxidu.

— střední molekulová hmotnost — rychlost průtoku suroviny — objemová koncentrace oxidu sírového V nosném plynu — teplota oxidu sírového zaváděného do reaktoru — vstupní tlak plynného reakčního činidla zaváděného do reaktoru — přetlak kapalného reakčního činidla

339

130 kg/h

2,5 % °C

30,6 kPa cm*· ^x) sloupce kapalného reakčního činidla

Použitý reaktor má stejné charakteristiky jako reaktor použitý v příkladu 1.

Produkt má při vstupu z reaktoru tep- — množství nesulfonovaného produktu — obsah síranu sodného — barva lotu 40 °C. Chladicí voda má teplotu 30 °C. Analytické složení neutralizovaného produktu:

1.3 %

1.4 %:

°Klett

Neutralizace se provádí bezprostředně po sulfataci ve vodném roztoku. Shora uvedené hodnoty obsahu nesulfonovaného produktu a síranu sodného se vztahují na 100 proč, aktivní složky.

Připomíná se, že ve všech třech příkladech se udržoval molový pOměr reagujících složek (oxidu sírového a kapalného činidla) na hodnotě (1,03 až 1,06} : 1.

Barva konečného produktu se vždy stanoví Klett-Summersonovým kolorimetrem se modrými filtry, s 5% roztokem. Používá se buňky 40 mm.

Vždy se stanoví barva produktu odebíraného přímo z reaktoru bez jakéhokoliv procesu bělení.

Způsob podle vynálezu není samozřejmě omezen na uvedené tři příklady praktického provedení, ale týká se přirozeně všech modifikací, které jsou kryty definicí předmětu vynálezu.

Claims (5)

1. PŘEDMĚT vynálezu

   1. Způsob sulfonace nebo sulfatace organických sloučenin plynem obsahujícím oxid sírový a nosný plyn vedením kapalné sloučeniny, která se má zpracovávat, ve formě filmu do vhodně dimenzovaných trubek uspořádaných rovnoběžně ve svislém směru mezi distribuční komorou pro zavádění reagujících složek na horním konci trubek a sběrnou komorou pro shromažďování reakčních produktů na dolním, opačném konci trubek, vyznačený tím, že se plynné činidlo zavádí pod tlakem odpovídajícím tlakové ztrátě způsobené průtokem plynného činidla uvnitř jednotlivých trubek protékaných reakční kapalinou, přičemž zaváděcí tlak kapalného reakčního činidla je vyšší o několik cm sloupce kapaliny než plynného reakčního činidla a přičemž zaváděcí tlak plynného činidla do každé trubky je 0,01 až 0,05 MPa, s výhodou 0,02 až 0,04 MPa a zaváděcí přetlak kapalného činidla se zřetelem na zaváděcí tlak plynného činidla je 1 až 100 cm, s výhodou 5 až 15 cm sloupce kapaliny.
2. 2. Způsob podle bodu 1, vyznačený tím, že nosný plyn je alespoň zčásti tvořen odpadním plynem ze sběrné komory reaktoru.
3. 3. Zařízení pro provádění způsobu podle bodů 1 až 2, vyznačené tím, že sestává ze svazku navzájem rovnoběžných, svisle uspořádaných trubek (10), na jejichž horním konci je plnicí komora (70) pro plynné reakční činidla, pod nímž je komora (15) к distribuci kapalného reakčního činidla, spojená s vnitřní horní rozšířenou částí (30), do které trubky (10) ústí, přičemž distribuční komora (15) je s vnitřním prostorem trubek (10) spojena okrouhlou nastavitelnou štěrbinou uspořádanou na průřezu u horního konce každé trubky (10),’přičemž trubky (10) jsou obklopeny chladicími komorami.
4. 4. Zařízení podle bodu 3, vyznačené tím, že vnitřní průměr každé trubky (10) je 20 až 40 mm, s výhodou 20 až 30 mm.
5. 5. Zařízení podle bodu 3, vyznačené tím, že délka každé trubky je 2 až 10 m, s výhodou 5 až 7 m.