初爾軍　王吉云

大連西太平洋石油化工有限公司

80 kt/a硫磺回收裝置采用富氧工藝的可行性探討①

初爾軍王吉云

大連西太平洋石油化工有限公司

摘要簡要闡述了空分裝置在正常運行過程中釋放富氧空氣的主要參數(shù)及80 kt/a硫磺回收裝置相關設計數(shù)據(jù)。通過對工藝過程中主要物料平衡進行計算分析，討論了空分裝置釋放富氧空氣用于80 kt/a硫磺回收裝置的可行性。

關鍵詞硫磺回收富氧空分裝置計算分析可行性

目前，硫磺回收裝置普遍采用燒氨技術，如再采用富氧工藝，可以提高主燃燒爐內(nèi)溫度，有利于處理H2S含量較低的貧酸性氣和含氨酸性氣，并使氨組分得到徹底燒除。采用富氧工藝，由于減少進入系統(tǒng)的惰性氣體量，可以提高裝置處理能力，因而更適用于現(xiàn)有裝置為提高處理量進行的改造擴能。另外，鋯剛玉莫來石耐火材料(其最高使用溫度可達1 600 ℃)在制硫主燃燒爐耐火襯里上的應用[1]，為富氧工藝技術的推廣提供了有利的條件。

大連西太平洋石油化工有限公司建有2套硫磺回收裝置，1套生產(chǎn)規(guī)模為100 kt/a，采用中溫摻合再熱技術處理清潔酸性氣；另1套生產(chǎn)規(guī)模為80 kt/a，采用蒸汽加熱器再熱技術處理含氨酸性氣。兩套裝置制硫主燃燒爐耐火襯里均采用鋯剛玉莫來石耐火材料。由于富氧工藝可以提高主燃燒爐溫度，使得含氨酸性氣中氨組分更易燒除，因此，就兩套裝置的工藝特點而言，80 kt/a裝置更適合采用富氧工藝。

當前空分裝置分離氮氣后釋放富氧空氣(以下簡稱“富氧”)，正常負荷下流量為6 000 m3/h(20 ℃，101.325 kPa，下同)，O2體積分數(shù)38%，壓力5~20 kPa，溫度14~15 ℃。通過以下分析討論空分裝置釋放富氧用于80 kt/a硫磺回收裝置的可行性。

1工藝設計數(shù)據(jù)的收集與計算

1.1硫磺回收裝置工藝設計數(shù)據(jù)

80 kt/a硫磺回收裝置設計年產(chǎn)硫磺80 kt，操作彈性范圍為30%~110%，主燃燒爐有效容積60 m3。其工藝過程可分為硫磺回收、尾氣處理和尾氣焚燒3個單元。硫磺回收單元主燃燒爐采用帶旁路的工藝流程，如圖1所示。將體積分數(shù)為10%~30%的清潔酸性氣引至主燃燒爐中部以調(diào)節(jié)爐膛前部溫度，剩余的清潔酸性氣和含氨酸性氣混合后進入強混燒嘴中充分燃燒，爐膛前部溫度通過分流至中部的清潔酸性氣流量進行調(diào)節(jié)[2](正常時溫度可達到1 350 ℃以上)。尾氣處理單元采用SSR工藝技術[3]。

由于現(xiàn)有裝置改用富氧技術，主要核算制硫主燃燒爐部分工藝參數(shù)是否能滿足改造要求，而其后續(xù)系統(tǒng)影響不大。因此，對于硫磺回收單元反應器部分、尾氣處理單元和尾氣焚燒單元，在此不做討論。

裝置在100%負荷下，進入主燃燒爐空氣及主燃燒爐內(nèi)過程氣的設計數(shù)據(jù)列于表1。

1.2空分裝置正常運行數(shù)據(jù)

空分裝置目前能在正常負荷條件下非連續(xù)性釋放6 000 m3/h、壓力5~20 kPa、溫度14~15 ℃、O2體積分數(shù)為38%的富氧。計算出富氧數(shù)據(jù)列于表1。

表1 采用富氧工藝前后的計算結(jié)果比較Table1 Comparisonofcalculationresultsbeforeandafterusingoxygen-enrichmentprocess項目不采用富氧進入主燃燒爐空氣不采用富氧主燃燒爐內(nèi)過程氣空分裝置釋放富氧采用富氧補充空氣采用富氧主燃燒爐內(nèi)過程氣項目不采用富氧進入主燃燒爐空氣不采用富氧主燃燒爐內(nèi)過程氣空分裝置釋放富氧采用富氧補充空氣采用富氧主燃燒爐內(nèi)過程氣溫度/℃65138614~15①651400壓力/MPa0.0580.0490.005~0.02①0.0580.049質(zhì)量流量/(kg·h-1)3047345225792316323(39003)摩爾流量/(kmol·h-1)H218.36918.369②Ar9.7749.7744.5395.2359.774O2219.192101.786117.406N2817.150855.921157.257437.694633.722CO1.4671.467②CO20.34517.3240.1600.18517.324H2S64.66064.660COS0.9760.976SO235.81635.816CS22.9972.997H2O8.861447.5394.1154.746447.539NH3Sx111.597111.597合計1055.3211566.440267.857565.2671344.241φ(O2)/%20.77038.00020.770平均分子質(zhì)量28.87628.87129.57928.87629.015 注:①空分裝置釋放出富氧的工藝條件。②H2和CO含量可能存在變化,但變化不大,且對計算數(shù)值的影響很小,此處為簡化計算視為不變。

2采用富氧工藝的可行性討論

2.1工藝數(shù)據(jù)計算

以設計加工負荷100%為依據(jù)，計算采用富氧工藝后的各工藝數(shù)據(jù)。

2.1.1采用富氧后補充空氣工藝數(shù)據(jù)

從表1可以看出，在處理的清潔酸性氣和含氨酸性氣組分、總量不變的前提下，若將空分裝置富氧完全引入制硫主燃燒爐，為了保證裝置的正常生產(chǎn)運行負荷，還需補充一定量的空氣，計算需補充的空氣及各組分物質(zhì)的量列于表1。

2.1.2采用富氧后主燃燒爐內(nèi)過程氣工藝數(shù)據(jù)

在原有加工負荷及物料組分不變的前提下，采用富氧后主燃燒爐內(nèi)的過程氣及各組分物質(zhì)的量通過計算得到，列于表1。

2.1.3直接用于分析討論的數(shù)據(jù)

(1) 通過表1中空分裝置釋放富氧的總物質(zhì)的量和補充空氣的總物質(zhì)的量，可計算出兩股空氣混合后進入主燃燒爐空氣中O2的體積分數(shù)為26.31%。

(2) 通過表1中不采用富氧時主燃燒爐內(nèi)的過程氣數(shù)據(jù)計算出主燃燒爐內(nèi)(1 386 ℃)元素硫Sx的平均分子質(zhì)量MSx為64.477。

(3) 依據(jù)表1中采用富氧時的補充空氣數(shù)據(jù)和MSx結(jié)果計算出采用富氧后主燃燒爐內(nèi)過程氣的總質(zhì)量流量WP2為39 003 kg/ h，平均分子質(zhì)量MP2為29.015。

(4) 計算標準狀況下不采用富氧時主燃燒爐內(nèi)過程氣體積流量V標1為9.747 m3/s，采用富氧后主燃燒爐內(nèi)過程氣體積流量V標2為8.364 m3/s。進而計算得到在主燃燒爐內(nèi)條件下(1 386 ℃，0.049 MPa)不采用富氧時主燃燒爐內(nèi)的過程氣體積流量VP1為36.572 m3/s。

(5) 主燃燒爐內(nèi)有效容積為60 m3，利用VP1結(jié)果計算不采用富氧時主燃燒爐內(nèi)的過程氣停留時間(也就是原設計停留時間)tP1為1.641 s。

2.2可行性分析

2.2.1制硫主燃燒爐內(nèi)溫度

在保證原有加工負荷及物料組分不變的前提下，采用富氧后主燃燒爐內(nèi)過程氣中的N2減少222.199 kmol，從而減少加熱N2所需的熱量損耗，主燃燒爐內(nèi)的溫度比不采用富氧時高，圖2為采用富氧空氣后主燃燒爐的溫度變化曲線[2]。

采用富氧后進入主燃燒爐空氣中O2體積分數(shù)為26.31%，由圖2可查得主燃燒爐溫度提高了約125 ℃，即采用富氧后主燃燒爐溫度能達到1 511 ℃。在生產(chǎn)過程中，可通過調(diào)整旁路清潔酸性氣的進爐流量調(diào)節(jié)爐溫，使溫度調(diào)節(jié)范圍更寬，便于主燃燒爐內(nèi)的溫度控制。

由于主燃燒爐耐火襯里設計最高工作溫度為1 450 ℃，為了保護設備，并保證氨的徹底脫除，建議爐溫控制在1 400 ℃為宜，以下均按采用富氧后主燃燒爐內(nèi)的過程氣溫度為1 400 ℃考慮。

2.2.2過程氣在制硫主燃燒爐內(nèi)停留時間

在原有加工負荷及物料組分不變的前提下，采用富氧后制硫主燃燒爐內(nèi)過程氣溫度控制為1 400 ℃，通過計算求出采用富氧后主燃燒爐內(nèi)過程氣體積流量VP2(1 400)為31.684 m3/s，進而得到爐內(nèi)過程氣停留時間tP2(1 400)為1.896 s。

在原有加工負荷以及物料組分不變的情況下，采用富氧后爐內(nèi)過程氣停留時間tP2(1 400)為1.896 s，比不用富氧時主燃燒爐內(nèi)過程氣停留時間1.641 s長0.255 s。停留時間的延長意味著爐內(nèi)硫回收率增大，燒氨更徹底。

2.2.3加工負荷

提高負荷量的依據(jù)主要包括停留時間和熱負荷。在此僅討論保證原有設計停留時間情況下的負荷提高情況。

不采用富氧且處理量負荷為100%時，主燃燒爐內(nèi)的過程氣停留時間為1.641 s，體積流量為36.572 m3/s(1 386 ℃，0.049 MPa)。為了保持主燃燒爐內(nèi)過程氣停留時間為1.641 s，使采用富氧后主燃燒爐內(nèi)過程氣的體積流量也為36.572 m3/s(1 400 ℃，0.049 MPa)，則36.572-31.648=4.924 m3/s即為負荷提高后過程氣體積流量的增加值，換算為1 386 ℃，0.049 MPa條件下的數(shù)值，則△V1 386=4.883 m3/s。

由此可直接通過主燃燒爐內(nèi)的過程氣體積流量數(shù)據(jù)計算出采用富氧工藝后在原設計100%加工負荷工況下(指采用富氧后除加工量和主燃燒爐溫度外，其余參數(shù)均與不采用富氧的原設計加工負荷100%運行時對應的參數(shù)相同。下文中“原設計加工負荷110%工況”同此。)生產(chǎn)工業(yè)硫磺量W100為90 681 t/a，即原設計加工負荷110%工況下生產(chǎn)工業(yè)硫磺量W110為99 749 t/a。

綜上所述，采用富氧工藝后，在不對現(xiàn)有裝置進行變動的基礎上，裝置最大生產(chǎn)負荷可提高至124.7%。需要說明的是，上述計算過程中未考慮系統(tǒng)熱負荷變化的情況。

2.2.4制硫主燃燒爐內(nèi)壓力

在上述計算過程中，為了便于分析，主燃燒爐內(nèi)壓力仍保持為0.049 MPa。但實際上采用富氧工藝后主燃燒爐內(nèi)過程氣中氣態(tài)元素硫SX和氣態(tài)H2O增多，同體積氣體如可凝氣體組分量較大，經(jīng)冷卻冷凝后體積反而變小。由此，可以斷定在原設計加工負荷為100%工況時，采用富氧工藝后制硫主燃燒爐內(nèi)壓力一定小于0.049 MPa。這對于硫磺回收裝置而言是有利的，不但能降低能耗，延長運行周期，還有利于提高酸氣處理負荷。

2.2.5空分裝置釋放富氧溫度

空分裝置釋放富氧的溫度為14~15 ℃，在冬季此溫度高于大氣溫度。采用空分裝置釋放富氧后，對裝置運行中有利于節(jié)省能耗及控制主燃燒爐爐溫，但作用不大，故可予以忽略。而在夏季時，此溫度略低于大氣溫度，對裝置運行影響微乎其微。因此，采用空分裝置釋放富氧，其溫度并非制約因素。如果采用風機將富氧送至80 kt/a硫磺回收裝置，則富氧溫度還會有所提高，有利于硫磺回收裝置的運行。

2.2.6空分裝置釋放富氧壓力

空分裝置釋放富氧的壓力為5~20 kPa，而80 kt/a硫磺回收裝置制硫主燃燒爐內(nèi)壓力為49 kPa，因此，富氧不能直接進入主燃燒爐。由于空分裝置距80 kt/a硫磺回收裝置較遠，富氧管線長約1 000 m，其沿程阻力降過大，勢必影響空分裝置釋放富氧壓力，不利于分子篩再生。因此，需在空分裝置新建富氧罐(實為緩沖罐)和輸送風機，把富氧送至80 kt/a硫磺回收裝置，再經(jīng)主燃燒爐風機提壓后進入主燃燒爐。因新建富氧罐和輸送風機，從而增加投資及日后的運行費用。但裝置采用富氧工藝后最大負荷可提高至124.7%，為大負荷煉制高硫原油創(chuàng)造更為有利的條件。

2.2.7空分裝置釋放富氧方式

空分裝置釋放富氧的工藝過程為：分離氮氣后富氧進入分子篩床層，再生分子篩并釋放出來。由于多套分子篩床層的吸附和再生交替進行，使得釋放富氧操作不能連續(xù)進行，從而影響了富氧的二次利用。因此，在新建富氧罐時，需采用合理的儲存方式(緩沖)和容積解決此問題。

3結(jié) 論

通過上述分析可知，空分裝置釋放富氧可用于80 kt/a硫磺回收裝置。同時，可得出以下結(jié)論：

(1) 采用富氧工藝后制硫主燃燒爐在原設計100%加工負荷的工況下，主燃燒爐爐溫可以提高125 ℃，有利于處理H2S含量較低的貧酸性氣和含氨酸性氣，并使氨組分能徹底燒除，同時更方便于制硫主燃燒爐爐溫的控制。

(2) 采用富氧工藝后在不對原有裝置進行改動的情況下，加工負荷可提高至原設計的124.7%。

(3) 采用富氧工藝和不采用富氧工藝兩種運行方式結(jié)合運用，可使得裝置操作彈性范圍提高到30%～124.7%，不但能提高裝置的適應性，還可為公司原油加工方案提供更大的選擇空間。

(4) 由于空分裝置釋放富氧壓力低以及釋放的不連續(xù)性，對比新增設備所增加的投資和運行費用及其收益情況可知，該方案在經(jīng)濟上可行。

(5) 上述計算未考慮提高加工負荷后熱負荷的提高，為此，還需進一步核算制硫主燃燒爐后續(xù)設備熱負荷是否能滿足要求。

(6) 對于100 kt/a硫磺回收裝置，若需在不對原裝置進行大改動的前提下進行燒氨改造，則采用富氧工藝也可能是較好的備選方案。

參 考 文 獻

[1] 許寶元, 邵承宏, 王新軍, 等. 鋯剛玉莫來石制品在硫磺回收反應爐中的應用[J]. 石油化工設備技術, 2005, 26(1): 1-4.

[2] 王吉云, 溫崇榮. 硫磺回收裝置燒氨技術特點及存在的問題[J]. 石油與天然氣化工, 2008, 37(3): 218-222.

[3] 范西四, 曲思秋. 不斷完善走向成熟的“SSR”工藝技術. 硫磺回收技術論文集[C]. 淄博: 硫磺回收技術協(xié)作組, 2006.

Application feasibility discussion of using oxygen-enriched process for an 80 kt/a sulfur recovery unit

Chu Erjun, Wang Jiyun

(WestPacificPetrochemicalCo.,Ltd,Dalian116600,China)

Abstract:This paper briefly described the main parameters of releasing oxygen-enriched air based on the air separation unit during the normal operation, as well as relevant design data of an 80×103t/a sulfur recovery unit. Through analyzing and calculating main material balance, the feasibility of using released oxygen-enriched air from the air separation unit for the 80×103t/a sulfur recovery unit was discussed.

Key words:sulfur recovery, oxygen-enriched, air separation unit, computational analysis, feasibility

收稿日期：2014-10-09；編輯：溫冬云

中圖分類號：TE64

文獻標志碼：B

DOI:10.3969/j.issn.1007-3426.2015.04.005

作者簡介：①初爾軍(1967-)，男，遼寧大連人，工程師，現(xiàn)任職于大連西太平洋石油化工有限公司，從事硫磺回收裝置技術管理工作。E-mail：chuerjun@wepec.com