于澤華, 武錦濤, 胡大鵬

克勞斯燃燒爐補酸氣工藝優(yōu)化

于澤華, 武錦濤, 胡大鵬

(大連理工大學 化工機械與安全學院, 遼寧 大連 116024)

為了有效利用克勞斯燃燒爐內體積并提高燃燒爐中硫單質的產(chǎn)率，提出利用花墻結構定制燃燒爐內流場，并優(yōu)化補酸氣工藝，提高燃燒爐的效率?；▔Y構與扼流圈結構相比，加強了氣體的混合效果，延長了氣體的停留時間，縮短了爐內反應的有效反應長度。定義補充酸氣入口進料量與入口酸氣的進料量的比值為優(yōu)化變量研究補酸氣工藝，得到比值為0.3時為最優(yōu)的酸氣補充方式。相對于扼流圈結構，出口SO2的質量分數(shù)下降了50%，酸氣處理量增加了30%，出口處硫單質的產(chǎn)率增加了8.9%。結果表明，通過花墻定制流場和優(yōu)化補酸氣工藝，可以提高燃燒爐的空間利用率并提高爐內硫單質的產(chǎn)率。

克勞斯燃燒爐；數(shù)值模擬；花墻；扼流圈；補酸氣

1 前言

克勞斯工藝是脫硫工藝，應用于石油煉化行業(yè)，目的是使排放到大氣中二氧化硫有毒氣體中的硫元素，通過克勞斯反應以單質硫的形式脫出[1]。克勞斯工藝主要包含2個克勞斯主反應式[2-3]。因此，對燃燒爐的改進是優(yōu)化克勞斯工藝的重要一環(huán)。早期Gamson等[4]對克勞斯燃燒爐內復雜的反應進行了理論的推導，但由于克勞斯燃燒爐內的反應十分復雜，所以理論推導的結果總是存在著誤差[5]。之后Hawboldt等[6]通過對燃燒爐的實驗分析，得到眾多克勞斯反應及其副反應的反應動力學數(shù)據(jù)，為以后的克勞斯燃燒爐的研究提供了反應動力學基礎。近幾年，隨著數(shù)值模擬技術逐漸成熟，學者們開始對克勞斯燃燒爐進行數(shù)值模擬研究。通過數(shù)值模擬來反應燃燒爐內復雜的反應過程，艾志久等[7]和楊海洲等[8]對克勞斯燃燒爐進行數(shù)值模擬，其中楊海洲提出了對克勞斯燃燒爐整體結構的優(yōu)化，最終提出了雙螺旋導流的花墻結構來促進爐內各物質的混合。

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完全，并且沒有深入探究克勞斯燃燒爐內最長有效反應距離以及爐內體積的利用率。因此本研究針對扼流圈結構和花墻結構分別建立了燃燒爐的數(shù)學模型，應用計算流體力學(CFD)對燃燒爐的混合燃燒情況進行數(shù)值模擬，分析2種結構的有效反應長度，探究花墻結構的優(yōu)點并提出最優(yōu)的酸氣補充方式。通過對克勞斯燃燒爐進行補酸氣工藝研究，提高燃燒爐的體積利用率，增加克勞斯爐的酸氣處理量并減少出口處二氧化硫的質量流量，提高燃燒爐內硫元素的轉化率。

2 計算模型

2.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

2.1.1 扼流圈結構燃燒爐物理模型

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，扼流圈結構距離入口1=6 257.56 mm。同時，為了使燃燒爐內的流體平穩(wěn)流出，在燃燒爐出口前端設置有寬度2=340 mm的整流裝置。

圖1 扼流圈結構燃燒爐模型

圖2 雙旋流導流方式花墻結構燃燒爐

2.1.2 雙螺旋導流花墻結構燃燒爐物理模型

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

2.1.3 有補酸氣口的雙旋流導流花墻結構燃燒爐物理模型

根據(jù)模擬得到的軸向關鍵組分質量分數(shù)變化曲線，初步確定補酸氣口設置在花墻結構后方，建立的有補酸氣口的雙旋流導流方式花墻結構燃燒爐模型如圖3所示，其中補充酸氣入口中心點距花墻4=700 mm，補充酸氣入口開孔直徑=600 mm。

圖3 有補充酸氣口的雙螺旋導流方式花墻結構燃燒爐

2.1.4 網(wǎng)格劃分

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

2.2 數(shù)學模型

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

組分運輸反應動力學模型采用EDC模型，具體計算方法如下：

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

利用有限體積法對上述控制方程進行穩(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格式進行離散，其他方程均采用二階迎風格式離散；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 燃燒爐內反應及其反應速率

表2 燃燒爐內反應及反應動力學參數(shù)

3 模型正確性

入口采用質量流量入口，為混合進料，各組分組成見表3。質量流量為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量分數(shù)與工廠實際出口質量分數(shù)對比如表4所示。對比發(fā)現(xiàn)，出口硫化氫以及硫單質的偏差較大，是因為反映克勞斯燃燒爐內反應的最佳反應集不包括丙烷燃燒，這就會導致入口組成中氧氣過量，并且硫化氫的燃燒反應速率要大于氨氣的燃燒反應，就會導致硫化氫在燃燒爐內與氧氣優(yōu)先反應，導致燃燒爐出口的硫化氫基本反應完全，出口硫單質的質量分數(shù)有所增加。但是可以發(fā)現(xiàn)各組分實際出口質量分數(shù)與模擬數(shù)據(jù)中出口質量分數(shù)誤差都在5%以下，驗證了計算模型的正確性。

表4 出口物質質量分數(shù)對比

4 結果分析與討論

4.1 不補酸氣時2種結構對比

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

圖4 2種結構溫度分布云圖

圖5 2種結構爐內氣體流動跡線及停留時間

圖6 2種結構硫單質質量分數(shù)分布云圖

圖7 扼流圈結構組分沿軸線變化曲線

圖8 花墻結構組分沿軸線方向變化曲線

對比2種結構在不補酸氣時的流動跡線及停留時間的分布圖，可以發(fā)現(xiàn)扼流圈結構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，氣體在燃燒爐內平均停留時間約為1.3 s。而花墻結構可以使得爐內氣體經(jīng)過花墻后對沖旋轉，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)域各物質比例不均勻，并且延長氣體在爐內停留的平均時間約為4.3 s。根據(jù)硫單質質量分布云圖，可以發(fā)現(xiàn)，花墻結構的燃燒爐相對于扼流圈結構燃燒爐，硫單質更早的趨于穩(wěn)定，這表明花墻結構由于混合作用，加快了反應速度，縮小了反應距離。根據(jù)2種結構的主要組分質量分數(shù)沿中心軸變化曲線，其中為截面與入口截面的距離。可以得出，花墻結構的克勞斯燃燒爐最長反應距離為4 m，而扼流圈結構的燃燒爐最長反應距離為6.5 m，可以得出花墻結構大大縮小了燃燒爐的有效反應距離，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的氣體在結構的后半段基本反應完全，質量分數(shù)變化不大，而后半段的二氧化硫還有剩余，硫化氫卻基本反應完全，根據(jù)克勞斯工藝的第2步反應可以確定爐內二氧化硫的質量分數(shù)還有下降的空間，因此提出在結構的后半段對其進行補酸氣工藝優(yōu)化。

圖9 組分出口質量分數(shù)及硫元素轉化率隨η的變化曲線

4.2 花墻結構補酸氣結果分析

保持入口空氣質量流量不變，在花墻結構后加入補酸氣口，以補充酸氣入口進料量與入口酸氣的進料量的比值為變量對克勞斯燃燒爐進行補酸氣工藝優(yōu)化，得到的主要組分出口質量分數(shù)以及爐中硫元素的轉化率隨的變化曲線如圖9所示。從圖9中可以發(fā)現(xiàn)隨著以補充酸氣入口進料量與入口酸氣的進料量的比值的增大，二氧化硫出口的質量分數(shù)呈現(xiàn)減小的趨勢，而出口硫化氫的質量分數(shù)一直都是隨著的增大而增大，而硫元素的轉化率則是呈現(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基本進行完全，而由于入口處的硫化氫與氨氣的氧氣反應存在競爭關系，并且硫化氫與氧氣反應的反應速率遠大于氨氣與氧氣的反應速率，這就導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，會導致克勞斯工藝中第2步反應，二氧化硫相對于硫化氫要過量許多，最終導致反應后半段二氧化硫過量。

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

4.3 η為0.3時花墻結構燃燒爐與雙螺旋導流花墻結構燃燒爐對比

對扼流圈結構與花墻結構燃燒爐，在同一個位置對燃燒爐的壁面增加酸氣補充入口，以補充酸氣入口進料量與入口酸氣的進料量的比值=0.3時的進料配比，對2個結構進行補酸氣研究。模擬所得到的中心截面溫度分布云圖以及硫單質質量分數(shù)分布云圖如圖10和11所示。

圖10 2種結構溫度分布云圖

圖11 2種結構硫單質質量分數(shù)分布云圖

從圖10和11中可以發(fā)現(xiàn)，在進料之后，克勞斯工藝中的反應開始快速進行，硫單質質量分數(shù)增加，在克勞斯工藝第一步反應基本完全時，爐內的溫度達到了最高，為1700K。在補酸氣口的位置，硫化氫從補酸氣口進入燃燒爐內，由于爐內的溫度非常高，硫化氫開始進行克勞斯工藝的第2步反應以及裂解反應，硫單質的質量分數(shù)進一步提高，燃燒爐內后半段的溫度降低，且由于花墻的混合作用，花墻結構燃燒爐后半段硫質量分數(shù)要更高一些。

分別對比補充酸氣入口進料量與入口酸氣的進料量的比值=0.3與不補酸氣的扼流圈結構燃燒爐以及花墻結構燃燒爐的主要組分出口的質量分數(shù)，如表5所示。從圖中對比發(fā)現(xiàn)，相對于扼流圈結構的燃燒爐，二氧化硫的質量分數(shù)下降了50%，且酸氣處理量增加了30%，出口處硫單質的質量流量由1.944增加到2.776 kg×s-1，硫單質的產(chǎn)率提高了8.9%。這樣可以大大增加燃燒爐內硫的轉化率，增加了燃燒爐內的空間利用率，加大了酸氣的處理量，同時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擔。

表5 不同結構出口物質質量分數(shù)對比

5 結論

通過對雙螺旋導流花墻結構進行數(shù)值模擬，定制燃燒爐內部流場，增加氣體的混合強度并延長氣體在爐內的停留時間。并分析燃燒爐內最長反應距離，根據(jù)克勞斯工藝的2個主反應式提出了對克勞斯燃燒爐進行補酸氣工藝研究。定義(=補充酸氣入口進料量/入口酸氣的進料量)為優(yōu)化變量研究補酸氣工藝，對花墻結構燃燒爐進行數(shù)值模擬，并對比現(xiàn)役燃燒爐運行數(shù)據(jù)，得到如下結論：

(1) 扼流圈結構燃燒爐數(shù)值模擬結果與現(xiàn)役燃燒爐運行數(shù)據(jù)基本吻合，驗證了計算模型的正確性。

(2) 對比雙螺旋導流花墻結構與扼流圈結構燃燒爐，可以發(fā)現(xiàn)花墻結構增加了爐內氣體的混合程度，增加了氣體在反應爐內的停留時間，改善了燃燒爐內的溫度分布，減小了燃燒爐內的最長反應距離，從6.5減少到4 m。

(3) 以補充酸氣入口進料量與入口酸氣的進料量的比值為變量對花墻結構的燃燒爐進行補酸氣工藝研究，得到=0.3時，可以在出口硫化氫反應基本完全的基礎上，得到最優(yōu)的硫單質的轉化率。

(4) 分別對=0.3時的扼流圈結構與花墻結構燃燒爐進行數(shù)值模擬，得到花墻結構進料優(yōu)化后，相對于扼流圈結構的燃燒爐，二氧化硫的質量分數(shù)下降了50%，且酸氣處理量增加了30%，出口處硫單質的質量流量由1.944增加到2.776kg×s-1，硫單質產(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，大連理工大學碩士生。

武錦濤，E-mail：wujt75@dlut.edu.cn