克勞斯燃燒爐補(bǔ)酸氣工藝優(yōu)化

于澤華, 武錦濤, 胡大鵬

克勞斯燃燒爐補(bǔ)酸氣工藝優(yōu)化

于澤華, 武錦濤, 胡大鵬

(大連理工大學(xué) 化工機(jī)械與安全學(xué)院, 遼寧 大連 116024)

為了有效利用克勞斯燃燒爐內(nèi)體積并提高燃燒爐中硫單質(zhì)的產(chǎn)率，提出利用花墻結(jié)構(gòu)定制燃燒爐內(nèi)流場，并優(yōu)化補(bǔ)酸氣工藝，提高燃燒爐的效率。花墻結(jié)構(gòu)與扼流圈結(jié)構(gòu)相比，加強(qiáng)了氣體的混合效果，延長了氣體的停留時(shí)間，縮短了爐內(nèi)反應(yīng)的有效反應(yīng)長度。定義補(bǔ)充酸氣入口進(jìn)料量與入口酸氣的進(jìn)料量的比值為優(yōu)化變量研究補(bǔ)酸氣工藝，得到比值為0.3時(shí)為最優(yōu)的酸氣補(bǔ)充方式。相對于扼流圈結(jié)構(gòu)，出口SO2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降了50%，酸氣處理量增加了30%，出口處硫單質(zhì)的產(chǎn)率增加了8.9%。結(jié)果表明，通過花墻定制流場和優(yōu)化補(bǔ)酸氣工藝，可以提高燃燒爐的空間利用率并提高爐內(nèi)硫單質(zhì)的產(chǎn)率。

克勞斯燃燒爐；數(shù)值模擬；花墻；扼流圈；補(bǔ)酸氣

1 前言

克勞斯工藝是脫硫工藝，應(yīng)用于石油煉化行業(yè)，目的是使排放到大氣中二氧化硫有毒氣體中的硫元素，通過克勞斯反應(yīng)以單質(zhì)硫的形式脫出[1]?？藙谒构に囍饕?個(gè)克勞斯主反應(yīng)式[2-3]。因此，對燃燒爐的改進(jìn)是優(yōu)化克勞斯工藝的重要一環(huán)。早期Gamson等[4]對克勞斯燃燒爐內(nèi)復(fù)雜的反應(yīng)進(jìn)行了理論的推導(dǎo)，但由于克勞斯燃燒爐內(nèi)的反應(yīng)十分復(fù)雜，所以理論推導(dǎo)的結(jié)果總是存在著誤差[5]。之后Hawboldt等[6]通過對燃燒爐的實(shí)驗(yàn)分析，得到眾多克勞斯反應(yīng)及其副反應(yīng)的反應(yīng)動力學(xué)數(shù)據(jù)，為以后的克勞斯燃燒爐的研究提供了反應(yīng)動力學(xué)基礎(chǔ)。近幾年，隨著數(shù)值模擬技術(shù)逐漸成熟，學(xué)者們開始對克勞斯燃燒爐進(jìn)行數(shù)值模擬研究。通過數(shù)值模擬來反應(yīng)燃燒爐內(nèi)復(fù)雜的反應(yīng)過程，艾志久等[7]和楊海洲等[8]對克勞斯燃燒爐進(jìn)行數(shù)值模擬，其中楊海洲提出了對克勞斯燃燒爐整體結(jié)構(gòu)的優(yōu)化，最終提出了雙螺旋導(dǎo)流的花墻結(jié)構(gòu)來促進(jìn)爐內(nèi)各物質(zhì)的混合。

根據(jù)對克勞斯燃燒爐的研究，發(fā)現(xiàn)在克勞斯燃燒爐的出口處仍有大量二氧化硫剩余，但是硫化氫氣體卻反應(yīng)完全，并且沒有深入探究克勞斯燃燒爐內(nèi)最長有效反應(yīng)距離以及爐內(nèi)體積的利用率。因此本研究針對扼流圈結(jié)構(gòu)和花墻結(jié)構(gòu)分別建立了燃燒爐的數(shù)學(xué)模型，應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)對燃燒爐的混合燃燒情況進(jìn)行數(shù)值模擬，分析2種結(jié)構(gòu)的有效反應(yīng)長度，探究花墻結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)并提出最優(yōu)的酸氣補(bǔ)充方式。通過對克勞斯燃燒爐進(jìn)行補(bǔ)酸氣工藝研究，提高燃燒爐的體積利用率，增加克勞斯?fàn)t的酸氣處理量并減少出口處二氧化硫的質(zhì)量流量，提高燃燒爐內(nèi)硫元素的轉(zhuǎn)化率。

2 計(jì)算模型

2.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

2.1.1 扼流圈結(jié)構(gòu)燃燒爐物理模型

如圖1所示為根據(jù)工廠現(xiàn)役燃燒爐的生產(chǎn)圖紙簡化所建立的幾何模型。燃燒爐的入口直徑1=1 470 mm，內(nèi)徑2=3 000 mm，扼流圈直徑3=2 700 mm，出口直徑4=2 650 mm，扼流圈結(jié)構(gòu)距離入口1=6 257.56 mm。同時(shí)，為了使燃燒爐內(nèi)的流體平穩(wěn)流出，在燃燒爐出口前端設(shè)置有寬度2=340 mm的整流裝置。

圖1 扼流圈結(jié)構(gòu)燃燒爐模型

圖2 雙旋流導(dǎo)流方式花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐

2.1.2 雙螺旋導(dǎo)流花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐物理模型

根據(jù)前人對克勞斯燃燒爐的結(jié)構(gòu)優(yōu)化，建立了克勞斯燃燒爐的雙螺旋導(dǎo)流的幾何模型，如圖2所示。花墻導(dǎo)流結(jié)構(gòu)距離入口3=3 300 mm，花墻開孔數(shù)為37個(gè)，并且采用正六邊形排列，并且整體為軸對稱結(jié)構(gòu)，可以使燃燒爐內(nèi)的流體充分混合。其中開孔的直徑為300 mm，孔間距為400 mm。

2.1.3 有補(bǔ)酸氣口的雙旋流導(dǎo)流花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐物理模型

根據(jù)模擬得到的軸向關(guān)鍵組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化曲線，初步確定補(bǔ)酸氣口設(shè)置在花墻結(jié)構(gòu)后方，建立的有補(bǔ)酸氣口的雙旋流導(dǎo)流方式花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐模型如圖3所示，其中補(bǔ)充酸氣入口中心點(diǎn)距花墻4=700 mm，補(bǔ)充酸氣入口開孔直徑=600 mm。

圖3 有補(bǔ)充酸氣口的雙螺旋導(dǎo)流方式花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐

2.1.4 網(wǎng)格劃分

分別對不同的模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對扼流圈結(jié)構(gòu)的模型進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分?？紤]到燃燒爐內(nèi)反應(yīng)進(jìn)行的區(qū)域不同，對其進(jìn)行網(wǎng)格分區(qū)劃分，對近壁處的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，網(wǎng)格質(zhì)量在0.7以上。由于花墻結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，無法對其進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，因此對雙螺旋導(dǎo)流花墻結(jié)構(gòu)的模型采取分區(qū)劃分，除花墻以外的結(jié)構(gòu)都采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，對花墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行四面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分。分別對上述結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，對比出口截面的二氧化硫、硫化氫以及硫單質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，分別確定網(wǎng)格數(shù)為884 564、1 026 968、1 123 462。經(jīng)過網(wǎng)格相關(guān)性的驗(yàn)證，可以得到最優(yōu)的網(wǎng)格數(shù)，這樣在保證計(jì)算精度的前提下，提高了計(jì)算效率[9]。

2.2 數(shù)學(xué)模型

爐內(nèi)平均溫度為1 500 K，燃燒爐內(nèi)的氣體可以視為理想氣體，由于反應(yīng)過程以及扼流圈和花墻等結(jié)構(gòu)的擾動作用，選用Realizable-湍流模型[10]，其控制方程可參考文獻(xiàn)[11-12]。

組分運(yùn)輸反應(yīng)動力學(xué)模型采用EDC模型，具體計(jì)算方法如下：

在數(shù)值模擬過程中確定克勞斯燃燒爐內(nèi)的最佳反應(yīng)集為5個(gè)反應(yīng)[13-15]，如表1所示。表中fp為正反應(yīng)指前因子，(kmol×m-3)1-×s-1；af為正反應(yīng)活化能，J×kmol-1；rp為逆反應(yīng)指前因子，(kmol×m-3)1-×s-1；ar為逆反應(yīng)活化能，J×kmol-1；p為組分的氣體分壓，Pa。對應(yīng)的反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)見表2。

利用有限體積法對上述控制方程進(jìn)行穩(wěn)態(tài)求解；采用SIMPLEC算法求解離散方程組的壓力和速度耦合；動量方程采用QUICK格式進(jìn)行離散，其他方程均采用二階迎風(fēng)格式離散；能量收斂殘差為1′10-3，其余變量收斂殘差為1′10-6[16]。

表1 燃燒爐內(nèi)反應(yīng)及其反應(yīng)速率

表2 燃燒爐內(nèi)反應(yīng)及反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)

3 模型正確性

入口采用質(zhì)量流量入口，為混合進(jìn)料，各組分組成見表3。質(zhì)量流量為9.17 kg×s-1。出口為壓力出口，出口壓力為43 000 Pa。

模擬穩(wěn)定之后，模擬所得到的出口質(zhì)量分?jǐn)?shù)與工廠實(shí)際出口質(zhì)量分?jǐn)?shù)對比如表4所示。對比發(fā)現(xiàn)，出口硫化氫以及硫單質(zhì)的偏差較大，是因?yàn)榉从晨藙谒谷紵隣t內(nèi)反應(yīng)的最佳反應(yīng)集不包括丙烷燃燒，這就會導(dǎo)致入口組成中氧氣過量，并且硫化氫的燃燒反應(yīng)速率要大于氨氣的燃燒反應(yīng)，就會導(dǎo)致硫化氫在燃燒爐內(nèi)與氧氣優(yōu)先反應(yīng)，導(dǎo)致燃燒爐出口的硫化氫基本反應(yīng)完全，出口硫單質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)有所增加。但是可以發(fā)現(xiàn)各組分實(shí)際出口質(zhì)量分?jǐn)?shù)與模擬數(shù)據(jù)中出口質(zhì)量分?jǐn)?shù)誤差都在5%以下，驗(yàn)證了計(jì)算模型的正確性。

表4 出口物質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)對比

4 結(jié)果分析與討論

4.1 不補(bǔ)酸氣時(shí)2種結(jié)構(gòu)對比

模擬得到的2種補(bǔ)酸氣結(jié)構(gòu)在不補(bǔ)酸氣時(shí)沿中心截面的溫度分布云圖如圖4所示，2種結(jié)構(gòu)在不補(bǔ)酸氣時(shí)的流動跡線及停留時(shí)間的分布圖，如圖5所示，2種結(jié)構(gòu)硫單質(zhì)的質(zhì)量分布云圖如圖6所示，以及2種結(jié)構(gòu)主要組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿中心軸變化曲線如圖7和8所示。根據(jù)2種結(jié)構(gòu)的溫度云圖以及硫單質(zhì)質(zhì)量分布云圖，可以發(fā)現(xiàn)克勞斯工藝的反應(yīng)在入口處，就快速開始反應(yīng)，硫單質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)快速提高，在反應(yīng)爐的前半段反應(yīng)基本進(jìn)行完畢，此時(shí)爐內(nèi)溫度達(dá)到最高，在反應(yīng)爐的后半段，硫單質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)基本不變，爐內(nèi)溫度基本趨于穩(wěn)定。從扼流圈的溫度分布云圖可以發(fā)現(xiàn)，扼流圈結(jié)構(gòu)的燃燒爐爐內(nèi)的溫度在反應(yīng)爐的后半段也趨于穩(wěn)定，但是由于扼流圈結(jié)構(gòu)對爐內(nèi)氣體流動的擾動非常小，導(dǎo)致在后半段爐內(nèi)的反應(yīng)溫度雖然趨于穩(wěn)定，但并不均勻。從溫度云圖(圖4)可以發(fā)現(xiàn)，相對于扼流圈結(jié)構(gòu)的燃燒爐，在克勞斯燃燒爐后半段，雙螺旋導(dǎo)流花墻結(jié)構(gòu)由于混合充分，爐內(nèi)溫度略低，延長了燃燒爐的使用壽命。

圖4 2種結(jié)構(gòu)溫度分布云圖

圖5 2種結(jié)構(gòu)爐內(nèi)氣體流動跡線及停留時(shí)間

圖6 2種結(jié)構(gòu)硫單質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖

圖7 扼流圈結(jié)構(gòu)組分沿軸線變化曲線

圖8 花墻結(jié)構(gòu)組分沿軸線方向變化曲線

對比2種結(jié)構(gòu)在不補(bǔ)酸氣時(shí)的流動跡線及停留時(shí)間的分布圖，可以發(fā)現(xiàn)扼流圈結(jié)構(gòu)的燃燒爐中的扼流圈對于氣體的擾動較小，氣體混合程度較低，氣體在燃燒爐內(nèi)平均停留時(shí)間約為1.3 s。而花墻結(jié)構(gòu)可以使得爐內(nèi)氣體經(jīng)過花墻后對沖旋轉(zhuǎn)，使氣體在燃燒爐的后半段充分混合，使燃燒爐后半段溫度均勻分布，也因此可以避免局部區(qū)域各物質(zhì)比例不均勻，并且延長氣體在爐內(nèi)停留的平均時(shí)間約為4.3 s。根據(jù)硫單質(zhì)質(zhì)量分布云圖，可以發(fā)現(xiàn)，花墻結(jié)構(gòu)的燃燒爐相對于扼流圈結(jié)構(gòu)燃燒爐，硫單質(zhì)更早的趨于穩(wěn)定，這表明花墻結(jié)構(gòu)由于混合作用，加快了反應(yīng)速度，縮小了反應(yīng)距離。根據(jù)2種結(jié)構(gòu)的主要組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿中心軸變化曲線，其中為截面與入口截面的距離?？梢缘贸?，花墻結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐最長反應(yīng)距離為4 m，而扼流圈結(jié)構(gòu)的燃燒爐最長反應(yīng)距離為6.5 m，可以得出花墻結(jié)構(gòu)大大縮小了燃燒爐的有效反應(yīng)距離，使得燃燒爐中酸氣處理量得到了提高。而且克勞斯燃燒爐內(nèi)的氣體在結(jié)構(gòu)的后半段基本反應(yīng)完全，質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化不大，而后半段的二氧化硫還有剩余，硫化氫卻基本反應(yīng)完全，根據(jù)克勞斯工藝的第2步反應(yīng)可以確定爐內(nèi)二氧化硫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)還有下降的空間，因此提出在結(jié)構(gòu)的后半段對其進(jìn)行補(bǔ)酸氣工藝優(yōu)化。

圖9 組分出口質(zhì)量分?jǐn)?shù)及硫元素轉(zhuǎn)化率隨η的變化曲線

4.2 花墻結(jié)構(gòu)補(bǔ)酸氣結(jié)果分析

保持入口空氣質(zhì)量流量不變，在花墻結(jié)構(gòu)后加入補(bǔ)酸氣口，以補(bǔ)充酸氣入口進(jìn)料量與入口酸氣的進(jìn)料量的比值為變量對克勞斯燃燒爐進(jìn)行補(bǔ)酸氣工藝優(yōu)化，得到的主要組分出口質(zhì)量分?jǐn)?shù)以及爐中硫元素的轉(zhuǎn)化率隨的變化曲線如圖9所示。從圖9中可以發(fā)現(xiàn)隨著以補(bǔ)充酸氣入口進(jìn)料量與入口酸氣的進(jìn)料量的比值的增大，二氧化硫出口的質(zhì)量分?jǐn)?shù)呈現(xiàn)減小的趨勢，而出口硫化氫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)一直都是隨著的增大而增大，而硫元素的轉(zhuǎn)化率則是呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢，這是由于在克勞斯燃燒爐的前半段，硫化氫與氧氣的反應(yīng)基本進(jìn)行完全，而由于入口處的硫化氫與氨氣的氧氣反應(yīng)存在競爭關(guān)系，并且硫化氫與氧氣反應(yīng)的反應(yīng)速率遠(yuǎn)大于氨氣與氧氣的反應(yīng)速率，這就導(dǎo)致了入口處的氧氣會消耗過量的硫化氫，且考慮硫化氫的裂解反應(yīng)，會導(dǎo)致克勞斯工藝中第2步反應(yīng)，二氧化硫相對于硫化氫要過量許多，最終導(dǎo)致反應(yīng)后半段二氧化硫過量。

隨著酸氣口中硫化氫氣體進(jìn)入，與剩余的二氧化硫發(fā)生反應(yīng)，致使反應(yīng)爐出口處的二氧化硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低，爐內(nèi)硫元素的轉(zhuǎn)化率不斷提高。但是隨著補(bǔ)酸口硫化氫氣體的量不斷增加，且克勞斯工藝中的第2步反應(yīng)是可逆反應(yīng)，克勞斯工藝第2步反應(yīng)逐漸達(dá)到平衡。再加入酸氣，硫單質(zhì)的轉(zhuǎn)化率開始逐漸下降，爐內(nèi)硫化氫氣體也開始漸漸增加。可以發(fā)現(xiàn)在以補(bǔ)充酸氣入口進(jìn)料量與入口酸氣的進(jìn)料量的比值=0.3時(shí)，此時(shí)克勞斯燃燒爐出口處二氧化硫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，在硫化氫出口質(zhì)量分?jǐn)?shù)趨于零的基礎(chǔ)上達(dá)到了最低值，此時(shí)克勞斯燃燒爐內(nèi)硫元素的轉(zhuǎn)化率也是在硫化氫出口質(zhì)量分?jǐn)?shù)趨于零的基礎(chǔ)上達(dá)到了最大值。因此接下來選取補(bǔ)充酸氣入口進(jìn)料量與入口酸氣的進(jìn)料量的比值=0.3，對扼流圈結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐和雙螺旋導(dǎo)流花墻結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐進(jìn)行模擬分析，對比2種結(jié)構(gòu)在最優(yōu)酸氣補(bǔ)充方式下出口主要組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

4.3 η為0.3時(shí)花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐與雙螺旋導(dǎo)流花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐對比

對扼流圈結(jié)構(gòu)與花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐，在同一個(gè)位置對燃燒爐的壁面增加酸氣補(bǔ)充入口，以補(bǔ)充酸氣入口進(jìn)料量與入口酸氣的進(jìn)料量的比值=0.3時(shí)的進(jìn)料配比，對2個(gè)結(jié)構(gòu)進(jìn)行補(bǔ)酸氣研究。模擬所得到的中心截面溫度分布云圖以及硫單質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖如圖10和11所示。

圖10 2種結(jié)構(gòu)溫度分布云圖

圖11 2種結(jié)構(gòu)硫單質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖

從圖10和11中可以發(fā)現(xiàn)，在進(jìn)料之后，克勞斯工藝中的反應(yīng)開始快速進(jìn)行，硫單質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加，在克勞斯工藝第一步反應(yīng)基本完全時(shí)，爐內(nèi)的溫度達(dá)到了最高，為1700K。在補(bǔ)酸氣口的位置，硫化氫從補(bǔ)酸氣口進(jìn)入燃燒爐內(nèi)，由于爐內(nèi)的溫度非常高，硫化氫開始進(jìn)行克勞斯工藝的第2步反應(yīng)以及裂解反應(yīng)，硫單質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)一步提高，燃燒爐內(nèi)后半段的溫度降低，且由于花墻的混合作用，花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐后半段硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)要更高一些。

分別對比補(bǔ)充酸氣入口進(jìn)料量與入口酸氣的進(jìn)料量的比值=0.3與不補(bǔ)酸氣的扼流圈結(jié)構(gòu)燃燒爐以及花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐的主要組分出口的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，如表5所示。從圖中對比發(fā)現(xiàn)，相對于扼流圈結(jié)構(gòu)的燃燒爐，二氧化硫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降了50%，且酸氣處理量增加了30%，出口處硫單質(zhì)的質(zhì)量流量由1.944增加到2.776 kg×s-1，硫單質(zhì)的產(chǎn)率提高了8.9%。這樣可以大大增加燃燒爐內(nèi)硫的轉(zhuǎn)化率，增加了燃燒爐內(nèi)的空間利用率，加大了酸氣的處理量，同時(shí)也降低了二氧化硫的排放量，減輕了克勞斯工藝后半段回收二氧化硫的負(fù)擔(dān)。

表5 不同結(jié)構(gòu)出口物質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)對比

5 結(jié)論

通過對雙螺旋導(dǎo)流花墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬，定制燃燒爐內(nèi)部流場，增加氣體的混合強(qiáng)度并延長氣體在爐內(nèi)的停留時(shí)間。并分析燃燒爐內(nèi)最長反應(yīng)距離，根據(jù)克勞斯工藝的2個(gè)主反應(yīng)式提出了對克勞斯燃燒爐進(jìn)行補(bǔ)酸氣工藝研究。定義(=補(bǔ)充酸氣入口進(jìn)料量/入口酸氣的進(jìn)料量)為優(yōu)化變量研究補(bǔ)酸氣工藝，對花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐進(jìn)行數(shù)值模擬，并對比現(xiàn)役燃燒爐運(yùn)行數(shù)據(jù)，得到如下結(jié)論：

(1) 扼流圈結(jié)構(gòu)燃燒爐數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)役燃燒爐運(yùn)行數(shù)據(jù)基本吻合，驗(yàn)證了計(jì)算模型的正確性。

(2) 對比雙螺旋導(dǎo)流花墻結(jié)構(gòu)與扼流圈結(jié)構(gòu)燃燒爐，可以發(fā)現(xiàn)花墻結(jié)構(gòu)增加了爐內(nèi)氣體的混合程度，增加了氣體在反應(yīng)爐內(nèi)的停留時(shí)間，改善了燃燒爐內(nèi)的溫度分布，減小了燃燒爐內(nèi)的最長反應(yīng)距離，從6.5減少到4 m。

(3) 以補(bǔ)充酸氣入口進(jìn)料量與入口酸氣的進(jìn)料量的比值為變量對花墻結(jié)構(gòu)的燃燒爐進(jìn)行補(bǔ)酸氣工藝研究，得到=0.3時(shí)，可以在出口硫化氫反應(yīng)基本完全的基礎(chǔ)上，得到最優(yōu)的硫單質(zhì)的轉(zhuǎn)化率。

(4) 分別對=0.3時(shí)的扼流圈結(jié)構(gòu)與花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐進(jìn)行數(shù)值模擬，得到花墻結(jié)構(gòu)進(jìn)料優(yōu)化后，相對于扼流圈結(jié)構(gòu)的燃燒爐，二氧化硫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降了50%，且酸氣處理量增加了30%，出口處硫單質(zhì)的質(zhì)量流量由1.944增加到2.776kg×s-1，硫單質(zhì)產(chǎn)率增加了8.9%。

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Optimization of acid filling process in Claus furnace

YU Ze-hua, WU Jin-tao, HU Da-peng

(School of Chemical Machinery and Safety, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China)

It was proposed to improve the flow field in the Claus furnace with the checker wall structure and optimize the acid gas supplement process to increase the combustion efficiency and yield of sulfur in the furnace. Compared with the choke structure, the checker wall structure could enhance the gas mixing effect, prolong the gas residence time and shorten the effective reaction length in the furnace. The ratio of the feed amount of supplementary acid gas to the inlet sour gas was defined as an optimized variable to study the process of supplementary acid gas, and the optimal acid gas supplement method was obtained when the ratio was 0.3. Compared with the choke structure, the SO2mass fraction at the outlet decreased by 50%, the acid gas treatment capacity increased by 30%, and the yield of sulfur element at the outlet increased by 8.9%. The results show that space utilization rate of the furnace and the yield of sulfur in the furnace could be increased by improving the flow field of furnace with the checker wall and optimizing the acid gas replenishment process.

Claus furnace; simulation; checker wall; choke; acid gas supplement

1003-9015(2021)06-1020-07

TQ 465.92

A

10.3969/j.issn.1003-9015.2021.06.009

2020-12-07；

2021-04-13。

于澤華(1996-)，男，河北張家口人，大連理工大學(xué)碩士生。

武錦濤，E-mail：wujt75@dlut.edu.cn