于澤華，武錦濤，胡大鵬

大連理工大學(xué)化工學(xué)院,遼寧 大連 116024

克勞斯工藝是在石化煉油行業(yè)應(yīng)用廣泛的脫硫工藝，其目的是通過克勞斯反應(yīng)將排放到大氣的二氧化硫中的硫元素以單質(zhì)硫的形式脫除[1]?？藙谒构に囍饕韵聝蓚€(gè)克勞斯主反應(yīng)式[2-3]：

對(duì)燃燒爐的改進(jìn)是優(yōu)化克勞斯工藝的重要環(huán)節(jié)。早期Gamson 等[4]對(duì)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，理論推導(dǎo)的結(jié)果總是存在著較大誤差[4-5]。Hawbobldt 等[6]通過對(duì)燃燒爐的實(shí)驗(yàn)分析，得到了眾多克勞斯反應(yīng)及其副反應(yīng)的反應(yīng)動(dòng)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(dòng)力學(xué)基礎(chǔ)。近年來，隨著數(shù)值模擬技術(shù)逐漸成熟，學(xué)者們開始對(duì)克勞斯燃燒爐進(jìn)行數(shù)值模擬研究。通過數(shù)值模擬來反映燃燒爐內(nèi)復(fù)雜的反應(yīng)過程，艾志久等[7-8]對(duì)克勞斯燃燒爐進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)末端仍有較多的二氧化硫剩余，而硫化氫卻基本完全反應(yīng)。楊海洲等[8]對(duì)克勞斯燃燒爐整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，提出了采用花墻結(jié)構(gòu)來促進(jìn)爐內(nèi)各物質(zhì)的混合并提高了燃燒爐內(nèi)各物質(zhì)的混合程度。流動(dòng)會(huì)影響克勞斯燃燒爐內(nèi)的氣體之間的反應(yīng)，增加克勞斯燃燒爐內(nèi)的混合程度，可以促進(jìn)爐內(nèi)氣體之間緊密接觸，使得反應(yīng)充分進(jìn)行。

燃燒爐內(nèi)的動(dòng)量傳遞、熱量傳遞、質(zhì)量傳遞以及化學(xué)反應(yīng)是相互耦合、相互影響的。為了提高燃燒爐的處理能力，同時(shí)降低出口二氧化硫的含量，本工作將利用不同結(jié)構(gòu)的導(dǎo)流花墻來“定制”燃燒爐內(nèi)部的流場(chǎng)，以實(shí)現(xiàn)增加反應(yīng)物的停留時(shí)間、增強(qiáng)各物料間的混合程度。此外，還將探討合理的補(bǔ)酸氣操作工藝，構(gòu)造有利于克勞斯反應(yīng)生成單質(zhì)硫的化學(xué)氛圍，以期為燃燒爐的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和克勞斯工藝的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

1 計(jì)算模型

1.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

1.1.1 扼流圈結(jié)構(gòu)燃燒爐物理模型

圖1 為根據(jù)工廠現(xiàn)役燃燒爐的生產(chǎn)圖紙簡(jiǎn)化所建立的幾何模型。燃燒爐的入口直徑（D1）為1 470 mm，內(nèi)徑（D2）為3 000 mm，扼流圈直徑（D3）為2 700 mm，出口直徑（D4）為2 650 mm，扼流圈結(jié)構(gòu)距離入口（L1）為6 257.56 mm。為了使燃燒爐內(nèi)的流體平穩(wěn)流入廢熱鍋爐中，在燃燒爐出口前端設(shè)置了寬度（L2）為340 mm的整流裝置。

圖1 扼流圈結(jié)構(gòu)燃燒爐模型Fig.1 Model of the furnace with choke

1.1.2 花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐物理模型

根據(jù)花墻的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，提出了單旋導(dǎo)流式花墻、雙旋導(dǎo)流式花墻、波浪導(dǎo)流式花墻以及孔板延長(zhǎng)的雙旋導(dǎo)流式花墻結(jié)構(gòu)的燃燒爐，分別建立了多種花墻導(dǎo)流方式的克勞斯燃燒爐幾何模型，具體花墻位置及導(dǎo)流方式如圖2 所示?；▔?dǎo)流結(jié)構(gòu)距離入口（L3）為3 300 mm，花墻開孔數(shù)為37 個(gè)，采用正六邊形排列，整體為軸對(duì)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。

圖2 不同花墻結(jié)構(gòu)的燃燒爐模型Fig.2 Model of the furnace with different checker walls

1.1.3 補(bǔ)酸氣工藝的導(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)酸氣口的導(dǎo)流花墻結(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（L4）為700 mm，補(bǔ)充酸氣入口開孔直徑（φ）為600 mm。

圖3 有補(bǔ)充酸氣口的導(dǎo)流花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐Fig.3 Modeling of the furnace with checker wall and supplemental acid gas inlet

1.1.4 網(wǎng)格劃分

分別對(duì)不同的模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)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，對(duì)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(duì)其進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，因此對(duì)不同導(dǎo)流方式花墻結(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(duì)于花墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行四面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分。以出口截面硫單質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為考察參數(shù)，對(duì)不同結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。以扼流圈結(jié)構(gòu)、有無補(bǔ)酸氣口的雙旋花墻導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的燃燒爐為例，分別確定網(wǎng)格數(shù)為884 564，1 026 968 和1 123 462 左右。經(jīng)過網(wǎng)格相關(guān)性的驗(yàn)證（見圖4），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]。

圖4 網(wǎng)格相關(guān)性驗(yàn)證Fig.4 Verification of grid dependency

1.2 數(shù)學(xué)模型

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)[6,10-12]，如表1 所示。表中：r為反應(yīng)速率，kmol/(m3·s)；Afp為正反應(yīng)指前因子，kmol/(m3·s·Pan)；n為反應(yīng)級(jí)數(shù)；Eaf為正反應(yīng)活化能，J/kmol；Arp為逆反應(yīng)指前因子，kmol/(m3·s·Pan)；Ear為逆反應(yīng)活化能，J/kmol；R為氣體常數(shù)，8.314 J/(mol·K)；P為氣體分壓，Pa。

表1 燃燒爐內(nèi)反應(yīng)及其反應(yīng)速率Table 1 Reactions in the furnace and Reaction rate expressions of reactions

由于表1 中的第一個(gè)反應(yīng)為放熱反應(yīng)，并且反應(yīng)速率很快，導(dǎo)致燃燒爐內(nèi)快速升溫，爐溫平均溫度在1 500 K 左右，所以燃燒爐內(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)，燃燒爐內(nèi)的流動(dòng)會(huì)受到很大的擾動(dòng)，因此選用Realizablek-ε湍流模型[13]，其控制方程可參考文獻(xiàn)[14-15]。

組分運(yùn)輸反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型采用概念渦耗散模型（EDC 模型），EDC 模型能夠反映出湍流混合速率與化學(xué)反應(yīng)機(jī)制相互作用，可以將湍流混合速率與化學(xué)反應(yīng)速率進(jìn)行有效地結(jié)合，具體計(jì)算方法如式（3）和式（4）所示：

式中：ξ′為混合程度；Cξ為容積比率常數(shù)；v為運(yùn)動(dòng)黏度，m2/s；ε為湍動(dòng)能耗散率；k為湍動(dòng)能，J；為反應(yīng)速率常數(shù)；Ar為反應(yīng)指前因子，(kmol·m-3)1-n/(s·Kβ)；n為反應(yīng)級(jí)數(shù)；T為溫度，K；β為溫度系數(shù)；Er為反應(yīng)活化能，J/kmol。

利用有限體積法對(duì)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(dòng)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。

2 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

入口采用質(zhì)量流量入口，為混合進(jìn)料，各組分組成見表2。質(zhì)量流量為9.17 kg/s，出口為壓力出口，其值為43 000 Pa。

表2 入口氣體組成Table 2 Gas composition of the inlet

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(duì)比如表3 所示。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，模擬出口硫化氫以及硫單質(zhì)的偏差較大，這是因?yàn)楸竟ぷ髟谀M中選用的反應(yīng)集不包括丙烷燃燒，使得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)，硫化氫在燃燒爐內(nèi)與氧氣優(yōu)先反應(yīng)，使得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。從表3 還可以發(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)數(shù)值都在一個(gè)數(shù)量級(jí)內(nèi)，驗(yàn)證了計(jì)算模型的準(zhǔn)確性。

表3 出口物質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)比Table 3 The contrast of mass fraction of outlet components

3 結(jié)果分析與討論

3.1 通過花墻定制克勞斯?fàn)t內(nèi)流場(chǎng)

分別對(duì)扼流圈結(jié)構(gòu)以及不同方式的花墻導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐進(jìn)行數(shù)值模擬分析，得到的跡線圖如圖5 所示。從各種結(jié)構(gòu)的跡線圖可以看到，對(duì)于扼流圈結(jié)構(gòu)克勞斯燃燒爐，跡線平直，爐內(nèi)氣體的混合程度差，且氣體的停留時(shí)間短。這會(huì)導(dǎo)致燃燒爐內(nèi)氣體反應(yīng)不完全，出口的硫化氫以及二氧化硫仍有剩余，而兩種氣體對(duì)于大氣具有很強(qiáng)的污染能力，且?guī)в卸拘浴榱吮苊庥卸練怏w排放到大氣中，使用扼流圈結(jié)構(gòu)的克勞斯工藝在反應(yīng)爐后半段需要增加脫硫裝置，來減少有毒氣體的排放，從而增大了后續(xù)設(shè)備的處理負(fù)荷。而花墻結(jié)構(gòu)的燃燒爐，從跡線云圖可以得出，跡線有明顯的纏繞、摻混過程，停留時(shí)間以及混合程度都有了明顯的提升。對(duì)比不同結(jié)構(gòu)導(dǎo)流方式的克勞斯燃燒爐，發(fā)現(xiàn)花墻結(jié)構(gòu)的不同使得爐內(nèi)氣體的混合程度存在著差異，單旋式花墻爐內(nèi)氣體的混合程度明顯低于其他結(jié)構(gòu)的花墻導(dǎo)流結(jié)構(gòu)，雙旋式以及波浪式花墻結(jié)構(gòu)氣體在經(jīng)過花墻導(dǎo)流裝置后，由于旋轉(zhuǎn)對(duì)沖以及波浪對(duì)沖，爐內(nèi)氣體會(huì)發(fā)生碰撞，明顯提高了爐內(nèi)氣體的混合效果，對(duì)于爐內(nèi)各種氣體之間的反應(yīng)起到了促進(jìn)的作用。從圖5 還可以看出，對(duì)于孔板延長(zhǎng)的雙旋花墻結(jié)構(gòu)，氣體經(jīng)過花墻導(dǎo)流結(jié)構(gòu)后，擾動(dòng)明顯增大，且跡線密集程度明顯增加，意味著混合程度以及停留時(shí)間增加了。

圖5 不同結(jié)構(gòu)燃燒爐內(nèi)氣體跡線分布云Fig.5 Gas flow trace and residence time of different furnaces

3.2 花墻對(duì)停留時(shí)間分布的影響

為了更好地考察各結(jié)構(gòu)的停留時(shí)間以及混合程度，采用脈沖法對(duì)各結(jié)構(gòu)的停留時(shí)間分布進(jìn)行分析。首先在入口處通入氮?dú)?，穩(wěn)態(tài)計(jì)算至流場(chǎng)穩(wěn)定之后切換為瞬態(tài)計(jì)算，在瞬態(tài)計(jì)算1 s 后，在0.05 s 內(nèi)，從入口向爐內(nèi)通入純氧氣，觀察出口處氧氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，得到了各結(jié)構(gòu)停留時(shí)間分布密度曲線如圖6所示。由圖可以發(fā)現(xiàn)扼流圈結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的波峰出現(xiàn)的最早，波峰寬度最窄，流動(dòng)狀態(tài)近似為活塞流。而孔板延長(zhǎng)雙旋花墻結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的波峰出現(xiàn)的最晚，波峰寬度變寬。通過優(yōu)化花墻結(jié)構(gòu)定制燃燒爐內(nèi)的流場(chǎng)，強(qiáng)化了氣體的旋流碰撞，增強(qiáng)了不同物質(zhì)的混合程度，提高了物料在燃燒爐內(nèi)的停留時(shí)間。結(jié)合圖5 和圖6不同花墻結(jié)構(gòu)對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)，波浪花墻結(jié)構(gòu)的氣體在流出花墻后，爐內(nèi)氣體發(fā)生撞擊匯聚在一起，花墻上下部分的氣體沿徑向的速度相互抵消，使得氣體的停留時(shí)間明顯增大，且混合效果也非常好。但是由于徑向速度的抵消，使得花墻后在上下部分各出現(xiàn)了一片空心區(qū)域，對(duì)于之后的補(bǔ)酸氣口進(jìn)氣的氣體不會(huì)起到一個(gè)很好的混合效果。而單旋式的花墻結(jié)構(gòu)，從花墻流出的不同流股按同樣方式旋轉(zhuǎn)，不同流股間缺少碰撞參混，混合效果也明顯不如雙旋式和波浪式的花墻結(jié)構(gòu)。單旋式的花墻還會(huì)在中心軸的區(qū)域形成一大片低壓環(huán)境，可能會(huì)導(dǎo)致出口氣體的回流，對(duì)克勞斯工藝產(chǎn)生不利影響。雙旋式的花墻結(jié)構(gòu)由于發(fā)生氣體之間的碰撞，氣體的速度降低，從而曲線峰值出現(xiàn)的時(shí)間與波浪式花墻結(jié)構(gòu)相比基本一致，但是氣體混合程度卻沒有波浪式花墻產(chǎn)生的氣體對(duì)沖效果好。而孔板延長(zhǎng)的雙旋式花墻結(jié)構(gòu)，由于孔板的延長(zhǎng)，使得氣體在爐內(nèi)的徑向速度增加，停留時(shí)間顯著提高，使得爐內(nèi)氣體旋轉(zhuǎn)碰撞的次數(shù)增加，物質(zhì)混合程度也明顯增強(qiáng)。

圖6 各結(jié)構(gòu)停留時(shí)間分布密度曲線Fig.6 Residence time distribution density curve of each structure

根據(jù)所得到的停留時(shí)間分布密度曲線，分別計(jì)算各個(gè)結(jié)構(gòu)所對(duì)應(yīng)的平均停留時(shí)間（tm）以及混合程度，即曲線的方差，來表征燃燒爐內(nèi)物質(zhì)的混合程度[18]。計(jì)算公式如下式（5），得到的各結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的平均停留時(shí)間見表4。

各結(jié)構(gòu)的平均停留時(shí)間對(duì)應(yīng)于停留時(shí)間分布的期望值減去1 s。

式中：E(t)為停留時(shí)間分布密度。

混合程度與密度曲線的方差所對(duì)應(yīng)。方差的大小決定了曲線上各點(diǎn)的值與平均量的偏離程度，所以對(duì)于混合程度越好的氣體，其所對(duì)應(yīng)的方差越大。

根據(jù)表4 可以清楚地發(fā)現(xiàn)，花墻結(jié)構(gòu)在停留時(shí)間以及混合程度上明顯優(yōu)于扼流圈結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐。在花墻結(jié)構(gòu)的燃燒爐中，孔板延長(zhǎng)雙旋結(jié)構(gòu)的燃燒爐氣體平均停留時(shí)間最長(zhǎng)，相對(duì)于扼流圈結(jié)構(gòu)，氣體平均停留時(shí)間增加了6.3 s，而混合程度即曲線的方差也比扼流圈結(jié)構(gòu)的提高了6.4，說明花墻結(jié)構(gòu)能大幅度提高了燃燒爐內(nèi)氣體的混合程度，為爐內(nèi)氣體充分反應(yīng)提供了條件。

表4 各結(jié)構(gòu)平均停留時(shí)間與混合程度對(duì)比Table 4 Comparison of mean residence time and mixing degree of each structure

3.3 補(bǔ)酸氣工藝流場(chǎng)分析

選取孔板延長(zhǎng)的花墻結(jié)構(gòu)燃燒爐進(jìn)行數(shù)值模擬分析，得到的沿中心軸各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線如圖7所示。根據(jù)主要組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿中心軸變化曲線可以得到，花墻結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐最長(zhǎng)反應(yīng)距離為4 m。并且在出口處，二氧化硫還有剩余，根據(jù)表1的第二個(gè)反應(yīng)式可以知道，硫化氫的不足導(dǎo)致了二氧化硫的剩余。因此提出在克勞斯燃燒爐花墻結(jié)構(gòu)后，開一個(gè)補(bǔ)酸氣孔，提高反應(yīng)爐內(nèi)硫元素的轉(zhuǎn)化率。

圖7 花墻結(jié)構(gòu)組分沿軸線方向變化曲線Fig.7 The change curve of checker wall structure components along the axis

使用脈沖法分別對(duì)雙旋式花墻、波浪式花墻以及孔板延長(zhǎng)的雙旋花墻結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐進(jìn)行補(bǔ)酸氣的停留時(shí)間分布以及混合程度的研究。在補(bǔ)酸氣口通入氮?dú)?，穩(wěn)定之后，在0.05 s 內(nèi)補(bǔ)酸氣口通入相同量的氧氣進(jìn)行停留時(shí)間分析，并分別觀測(cè)不同情況下出口氧氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，得到的停留時(shí)間分布密度曲線如圖8 所示。從圖5 和圖8 可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于波浪式花墻的補(bǔ)酸氣結(jié)構(gòu)，由于花墻后，氣體發(fā)生匯聚碰撞，而在補(bǔ)酸口處基本形成一個(gè)死區(qū)，基本沒有主流氣體通過，從而導(dǎo)致補(bǔ)酸氣口氣體進(jìn)入之后并沒有與主流氣體進(jìn)行更好地?fù)交?。氣體停留時(shí)間很短，混合效果很差。對(duì)于雙旋結(jié)構(gòu)，由于氣體在通過花墻后進(jìn)行旋轉(zhuǎn)，在補(bǔ)酸口進(jìn)氣之后，主流的氣體會(huì)帶動(dòng)補(bǔ)酸口的氣體進(jìn)入一起旋轉(zhuǎn)，很好地提高了混合程度，對(duì)于孔板延長(zhǎng)的雙旋花墻結(jié)構(gòu)則是對(duì)于雙旋花墻結(jié)構(gòu)的增強(qiáng)，主流氣體帶動(dòng)補(bǔ)酸氣口的氣體在爐內(nèi)旋轉(zhuǎn)，碰撞次數(shù)也因此增多，從而混合效果更好。

圖8 3 種花墻結(jié)構(gòu)補(bǔ)酸氣停留時(shí)間分布曲線Fig.8 Residence time distribution curve of acid gas supplement for three kinds of checker wall structures

對(duì)孔板延長(zhǎng)的雙旋花墻的克勞斯燃燒爐進(jìn)行補(bǔ)酸氣，以小于完全反應(yīng)出口剩余的二氧化硫?yàn)闃?biāo)準(zhǔn)，取補(bǔ)充酸氣的進(jìn)氣量為1 kg/s。出口處的二氧化硫、硫化氫以及單質(zhì)硫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)如表5 所示。可以發(fā)現(xiàn)，相對(duì)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 kg/s 增加到2.776 kg/s，硫單質(zhì)的產(chǎn)率增加了8.9%。說明了對(duì)克勞斯燃燒爐進(jìn)行酸氣補(bǔ)充，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(duì)比Table 5 Contrast of mass fraction of outlet components

4 結(jié)論

a）對(duì)扼流圈結(jié)構(gòu)以及不同花墻導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐進(jìn)行數(shù)值模擬分析其數(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)算模型的準(zhǔn)確性。

b）對(duì)比不同扼流圈結(jié)構(gòu)以及不同方式的花墻導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐進(jìn)行流場(chǎng)分析，發(fā)現(xiàn)花墻結(jié)構(gòu)明顯增加了爐內(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，并且對(duì)于不同花墻結(jié)構(gòu)來看，孔板延長(zhǎng)的花墻結(jié)構(gòu)的克勞斯燃燒爐爐內(nèi)氣體混合效果最好。相對(duì)于扼流圈結(jié)構(gòu)，停留時(shí)間增加了6.3 s。

c）對(duì)加入補(bǔ)酸口的克勞斯燃燒爐進(jìn)行混合程度分析，結(jié)果表明孔板延長(zhǎng)的花墻結(jié)構(gòu)要明顯優(yōu)于其他結(jié)構(gòu)。對(duì)克勞斯燃燒爐進(jìn)行補(bǔ)酸氣時(shí)的反應(yīng)模擬，酸氣口進(jìn)料為1 kg/s，相對(duì)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 kg/s 增加到2.776 kg/s，硫單質(zhì)的產(chǎn)率增加了8.9%。說明選取最優(yōu)的克勞斯燃燒爐可以明顯增加爐內(nèi)氣體的停留時(shí)間并增強(qiáng)氣體的混合程度，有利于反應(yīng)器內(nèi)反應(yīng)的充分進(jìn)行。