化学尾气处理的常用方法范例(3篇)

化学尾气处理的常用方法范文

1计算模型与方法

1．1几何模型本文依托西北工业大学的双级对转压气机试验台，其详细的气动设计参数和试验结果见文献［15－16］．由于进口导叶（IGV）和出口导叶（OGV）均为零弯度设计，不对气流产生预旋，且与两排转子的设计轴向间隙也较大，IGV的尾迹和OGV的势流干涉都较为微弱．为降低计算内存需求，对计算域进行适当简化，移除IGV和OGV，将关注重点放在两排转子间的动－动干涉现象上．

1．2非线性谐波法NLH法的基本原理将所求解的守恒性变量分解为时均值与周期性扰动之和，并利用叶排干涉的固有周期性对周期性扰动项通过傅里叶分解，用N阶谐波进行逼近，并忽略N以上的高阶项，则有其中r为位置矢量，t为时间，U′为守恒变量的周期性扰动项，Uk和U－k为共轭复数，其模为扰动幅值，N为可指定捕捉到的非定常频率项，即谐波阶数．将式（1）和式（2）带入守恒型非定常流动方程中，并进行时间平均，可得相应的时均方其中Ωi为网格单元的体积，Fc和Fv分别是离散的对流项和黏性项，S为面积，Q为源项．其具体展开式详见文献［14］．展开式中所含未知数的个数是原N－S（Narvier－Stokes）方程未知数个数的2N＋1倍，求解谐波方程仅相当于求解2N＋1个时刻的定常方程．当求解阶数较低时，相比URANS方法能够大大降低计算时间．但由于求解过程中增加了同时求解的附加方程数，所需内存相比URANS也急剧增大．Vilmin［13］建议通过式（4）初步估算使用NLH法与定常求解所需的运算时间其中Nequ为定常求解的方程数量，若采用一方程模型控制方程数量为6．nbpf为上下游叶排对中间叶排的扰动源数量，由于移除上下游导叶，各排转子流场中均只存在1个扰动．系数10是需求10个附加的傅里叶系数方程，分别是速度矢量，压力和温度的实部及虚部．可见NLH法实质是一种计算空间换取计算时间的非定常算法，若要在工程中得到广泛运用，其关键是能否使用工业界所能承受的计算资源得到足够精度的计算结果．

1．3前处理和计算设置计算借助Fine／Turbos软件包中的Har－monic模块，求解相对坐标系下守恒形式的三维N－S方程，控制方程的对流项使用2阶对称TVD（totalvariationdeminishing）迎风格式，采用4阶显式龙格库塔获得时间项上的2阶精度．结合先前课题组在该对转压气机的数值校检经验，选用S－A（Spalart－Allmaras）模型作为NLH法阶数校检的湍流模型．考虑到高阶NLH法对内存要求较高，数值校检在课题组的IBMBladeCenterHS21刀片服务器上采用OMPI（openmessagepassinginterface）协议进行并行计算，并行CPU（centralprocessingunit）数目为10个．网格设置使用AUTOGRID5为每个叶片通道生成HOH型网格．叶尖间隙内采用蝶形网格控制网格质量．Vilmin［13］认为若要成功运用NLH法再现叶排间的流动状况，上下游叶排的周向网格数需达到如下要求Nu和Nd分别为上下游叶排的叶片数．根据其给出的网格限定，所有计算均在表1中的网格下进行．数值验证在该对转压气机的气动设计点下进行，边界条件按试验测量值给定总温、总压以消除由于边条设置不当而引入的计算误差，出口给定静压，转子间的交界面处采用一维无反射边条抑制压力波的反射．时均方程中的周期性边条处理与定常计算类似，谐波方程的周期性通过施加相位延迟角来构成移相边条［17］．对转压气机转子间空间狭小，常规的非定常测量手段难以展开，而非接触式的粒子图像测速仪测量仍处于摸索阶段，尚未获得为全流场的非定常数据．因此，为充分验证NLH法的计算精度，采用双时间步长的URANS方法与其进行对比验证．由于两排转子叶片数比分别为19∶20，为避免进行全周期非定常模拟，采用DomainScaling方法将转子1缩小0．95倍，并将叶片数比约化为1∶1，以保证轴向间隙和稠度不变．为保证通过快速傅里叶变换后非定常信号至少能够辨识出前5阶谐波的频率，物理时间步长根据奈奎斯特采样定律选取为1个掠扫周期的1／120倍．通过在50％叶展动－动交界面处安置数值探针监控流场的收敛性，并采用FrobelT［18］的周期性差异算子Γ来判断非定常流场是否达到周期性，其定义见式（7）．如图1所示，经过9个周期后Γ基本接近0，且数值探针出现周期性波动，据此认为计算收敛，计算总耗时为每小时180个CPU．图2为将数值探针的压力波动通过快速傅里叶变换（FFT）得到的频谱图，可见，在该采样频率下最多能识别前6阶谐波分量，因此本次模拟中的URANS方法精度足以对NLH法进行校检．

2结果分析

2．1性能参数和计算耗费对比图3和图4为试验测量、定常、URANS时均和不同阶数的NLH法的设计点效率和压比对比．如图4所示，对于总压比，各种数值预测结果均与测量值具有良好的一致性．而效率预测的差别却与试验相差较大．值得说明的是，由于该对转压气机设计总温升较小，且试验过程中受变频电机干扰，出口截面温度的测量受试验环境温度变化的影响较大，导致测得的效率偏低，详细的试验测量过程见文献［15］．对比NLH法与URANS时均解的效率预测结果表明各阶NLH法相比定常解更接近时均值．2阶谐波预测得到的效率与时均解相差1．11％，而3阶谐波时已非常接近时均值，仅存在0．33％的差异，随着谐波阶数的增多，效率差异进一步减小，5阶谐波与时均值所预测的效率已基本一致．图3中还可发现，定常与时均效率差别达到1．43％，表明受动－动干涉影响，对转压气机中的非定常效应较为强烈．图5为NLH法相比URANS所耗费的计算时间和使用内存数对比．不难发现，使用NLH法后计算花费最多能降低1个数量级，仅考虑前2阶谐波时，计算量相比URANS降低多达28倍，内存需求却仅增大5倍．随着阶数的增加，计算耗费也呈非线性增长，5阶谐波后NLH法相比URANS计算时间上的优势已大大降低，但内存需求却更加苛刻．由于对总压比的预测各阶NLH法的精度都较高，故本文仅给出转子2出口10％弦长处的展向效率分布对比．如图6所示，虽然总体趋势上定常与URANS时均值较为一致，但在某些径向位置处仍存在一定差异．10％～70％叶展处时均值预测的效率较高，从下文流场结构分析中可知这是因为URANS成功捕捉到了尾迹恢复对性能提升的正效应．70％以上叶展处，URANS时均值效率相比定常计算较低，这是因为上游转子尾迹与下游转子泄漏涡间的干涉效应要强于恢复机制．相比定常模拟，各阶NLH法的展向效率分布均能够不同程度的计及尾迹恢复效应，阶数越高，其分布与URANS时均值越为接近．

2．2交界面对比图7给出了定常和不同阶数下的NLH法沿流向的周向平均熵值．两转子的交界面位于0．063m处．不难发现，定常求解的熵值在交接面上存在突跃，这是由于使用掺混面平均后转子出口处的尾迹被掺混完全，仅守恒量的周向平均值能够传递至下游叶排，导致在交界面上产生虚假的掺混损失．使用2阶NLH法后，熵值突跃现象被大幅削弱，并使得下游叶排的熵值也有所降低．3阶NLH法计算时交界面处的掺混损失已恢复了94％．进一步增大谐波数时，熵值通过交界面的连续性也更好．理论上，当阶数无穷大时，交界面上的参数会达到无限连续，在本次验证中，5阶NLH法产生的熵值突跃已基本消除，即达到Chen所认为的“谐波收敛”［5］．综合考虑，3阶NLH法是在计算成本和计算精度间最佳折衷．图8为对1，2，3，5阶NLH法重构得到的瞬态熵云图在交界面处的放大．1阶谐波重构后的熵等值线在交界面处的中断非常明显，上游转子尾迹在通过交界面后也发生了一定程度的稀释．2阶和3阶谐波熵等值线的连续性已大为改善，并成功捕捉到了转子1尾迹被转子2切割并在转子2通道中的拉伸和迁移现象．虽然对转压气机的设计中取消了静子叶排并将两转子反向旋转，但尾迹拉伸现象与常规压气机中并无本质区别．值得注意的是，5阶谐波时交界面处的熵等值线仍非完美，这主要是由于两个转子的叶片数不一致导致周向网格的非匹配，在使用移相边条时产生的插值误差所致．

2．3动－动干涉机制分析图6中表明在30％～80％叶展处的URANS时均和NLH法预测的效率均高于定常模拟，这可以通过Smith的尾迹恢复模型加以解释．Smith［19］模型基于环量守恒理论，即为保证尾迹段中的环量守恒，尾迹亏损与尾迹段的长度成反比．如图9所示，上游叶排尾迹在受到下游叶片前缘切割后在通道中输运，并由于无黏尾迹的拉伸而降低尾迹亏损，实现性能增益．Smith还定义了尾迹恢复因子来表征尾迹恢复机制的强弱，其定义为Lin和Lout分别为尾迹段在下游叶排进口和出口处的长度．可通过测量Lin和Lout来估计尾迹衰退中无黏尾迹恢复和黏性掺混机制所占的比例．R越大时，尾迹恢复效应越为明显．图10为Smith理论预测的3阶NLH法重构得到的尾迹衰减沿下游通道中的分布．图中L．E．表示前缘，T．E．表示尾缘．如图10所示，约60％的尾迹衰减是由无黏的尾迹恢复效应主导，仅40％受黏性掺混影响．由于定常模拟在交界面处完全掺混，未能够计及尾迹恢复这种非定常效应．然而还存在另一种非定常机制对总体性能产生影响，即逆射流效应．图11给出了转子2通道内的某瞬时的扰动速度场，其定义为瞬时涡度与时均涡度之差．可以观察到上游尾迹中的低能流体与下游转子边界层的强烈干涉，导致在通道内交替出现局部正涡量和负涡量，且由于尾迹衰减，涡量在通道内输运过程中不断减小．滑移速度的存在使得上游尾迹中在下游转子通道中漂移，进而导致下游转子压力面处的尾迹段增厚，吸力面处尾迹段变薄的逆射流现象，如示意图所示．Valkov［20］通过简化模型证实了这种逆射流机制会导致增加损失，且与进口处的尾迹厚度和约化频率相关．图13为转子2在50％叶展出口处的定常，URANS时均和3阶NLH法相对总压恢复系数沿周向分布，不难发现，受逆射流机制的影响，URANS时均解在近壁面边界层处的损失较高，而在通道中间的主流区中主要影响机制为尾迹恢复效应，因而时均损失比定常损失较低．3阶NLH法的损失分布趋势与时均相同，但对逆射流效应的细节捕捉与URANS时均还存在一定差异．总体来说，由于尾迹恢复比逆射流效应更为显著，中叶展处的URANS时均损失低于定常计算，这也是图6中30％～80％处时均效率较定常效率更高的原因．叶尖截面处上游转子的泄漏涡和尾迹在下游通道中的拉伸和掺混使得无黏恢复和黏性逆射流两种机制同时存在．但由于下游转子泄漏涡的存在，干涉机制更为复杂．如图14所示，上游尾迹通过与下游转子叶尖泄漏流的干涉，尾迹段的方向水平折转了近30°，使其更平行于下游转子通道，而这种尾迹折转效应根据Smith理论对性能是有害的．如原始尾迹长度为L，由于尾迹发生折转使得尾迹段长度变为L•sin30°，致使尾迹段的无黏拉伸减弱了50％，进而导致逆射流对性能的负效应超过了尾迹恢复的正效应，这可能是80％以上叶展时均效率低于定常效率的原因．

化学尾气处理的常用方法范文

关键词硫磺回收；尾气处理；原因分析；改进；降耗

中图分类号TQ08文献标识码A文章编号1674-6708（2014）119-0127-02

目前我国各在运行硫磺回收装置尾气处理技术水平差别较大。很多以前建设的装置仍采用热焚烧后直接排放，相当于国外60年代的技术水平。近年来大部分新建设项目引进国外先进技术和关键设备，大大地提高了我国尾气处理技术水平。很多以前的硫磺回收装置排放尾气中SO2浓度都高于20g/m3，和新标准要求的960mg/m3差距极大。因此，要加强对硫磺回收装置的管控，把尾气处理部分开好、开稳，在保护好环境的同时获取经济效益。

1山东三维SSR工艺流程

流程简介：

在常规的克劳斯工艺中，制硫部分通常采用高温燃烧、两级转化反应生成硫磺。以神华包头煤化工硫磺回收装置为例，采取的是山东三维石化工程有限公司自主开发的SSR工艺，酸性气在制硫燃烧炉（190F101）内进行高温热反应，主要为下列反应式（1）和（2）所示；而过程气在一、二级转化器（190R101/102）催化剂床层上按反应式（2）进行低温催化反应。

H2S+1.5O2H20+S02（1）

2H2S+SO22H2O+3/XSx（2）

经冷凝冷却并分离掉大部分硫磺的过程气通过与制硫炉（190F101）内高温气掺合的方式升温，使之达到低温催化反应所需温度265℃；该方法是建立在原克劳斯硫回收技术基础之上，通过有效完善在线炉提温的方法，结合高低温过程气掺合而实现升温的要求，进而达到从制硫至尾气整个过程的全处理效果，只有制硫燃烧炉和尾气焚烧炉，其中中间过程并未增加任何有关的外供能源的在线加热设备，因此，有效地控制装置设备的数量，并减少了回路数，相对其他类似工艺技术而言，该技术的成本、能耗和占地面积均有优势。

本装置尾气处理是通过还原吸收工艺来实现的，它是将硫回收尾气中的元素S、SO2、COS和CS2等，保证在很小的氢分压和极低的操作压力下（约0.02MPa～0.03MPa），再通过专用尾气处理的加氢催化剂添加其中，将其还原或水解为H2S，再用醇胺溶液（30%MDEA）吸收。致使富夜在吸收H2S的基础上再生处理，释前吸收的H2S，返回制硫部分参与制硫反应。主要加H2反应为：

8H2+S88H2S（3）

3H2+S022H20+H2S（4）

H20+COSCO2+H2S（5）

2H20+CS2CO2+2H2S（6）

醇胺溶液吸收后剩余的尾气进入尾气焚烧炉（190F201）焚烧并回收热量后由烟囱排放至大气。装置正常运行时排放烟气中SO2浓度为400ppm～500ppm。

装置现状及原因分析：

1）原料气带氨作为硫磺回收装置较为常见的问题之一，通常原料气中氨含量应小于或等于3%。在目前的技术条件下，不管污水汽提装置采用什么样的汽提流程，送硫磺回收装置的酸性气中仍有0.5%-1.5%（V）的NH3（煤化工中的酸性气中NH3含量为28%-35%（V）），这就要求制硫炉在高于1250℃（NH3的最低分解温度）运行。有专家指出，制硫炉运行温度高于1250℃时，过程气中NH3的浓度仅为1O-3，且温度越高，NH3分解得越完全，对后系统的稳定运行越有利。制硫炉在高温环境下运行，对其后部的高温掺合阀提出了更为严格的要求。有关资料统计，气态硫磺在300℃时对碳钢有严重的腐蚀作用，且这种腐蚀作用随温度升高而剧升；

2）在尾气处理部分，进入SCOT炉的瓦斯气组份复杂、变化较大，使得配风困难，难以保证在炉内发生次化学反应而制取具有还原性的H2，容易导致加氢反应器催化剂床层顶部出现积炭现象，造成床层堵塞。加氢不完全，也可能导致排放超标；

3）转化器内制硫催化剂的活性下降，制硫效率下降，酸性气反应不彻底，使尾气中SO2和H2S浓度增高，导致管道腐蚀速率加快、堵塞严重、硫转化率下降。而催化剂活性下降主要是经常性让催化剂在超温环境下运行，造成催化剂烧结而失活；另一个原因是催化剂床层积碳，堵塞微孔，大大地减小了催化剂的使用面积。因此怎样保护好制硫催化剂，使其在高活性下运行，是硫磺回收装置的核心问题；

4）制硫尾气管道腐蚀、堵塞严重，尾气处理部分的急冷塔、吸收塔塔体腐蚀较严重。制硫炉配风量不合适是造成这种结果的最终原因。在酸性气入炉之前，避免出现类似各种铵盐堵塞设备、管线等因可能影响到酸性气的有效安全输送。待入系统后，焚烧氨的过程中，会形成氮、水对克劳斯反应，这是惰性组份，最终实现降低硫分压和降低硫收率。因氨的缘故，配风增加量，尾气量也随之增加，导致硫夹带量和烟囱外排硫量的随之增加，降低了硫收率。氨燃烧不完全导致和工艺气流中酸性组分反应形成硫氢化铵或多硫化铵结晶，堵塞冷凝器管程、增加系统压降，甚至导致装置停产。氨和氧化铝反应引发催化剂失活，该过程形成的副产物氮氧化物易破坏环境，造成污染，且在氮氧化物与二氧化硫的有关氧化有催化影响下，导致硫酸腐蚀，不利于设备保存，或引发催化剂中毒。为确保有更高的转化率，炉后工艺气流中H2S/SO2应为2：1，燃烧炉中供氧是不完全的，而氨的完全燃烧则需供以过量空气，从而导致处理含氨酸性气给配风产生了技术难题。在尾气加氢处理部分投用时，SO2穿过加氢反应器（190R201）床层与出口过程气中的H2S反应生成硫磺，进入急冷塔，导致急冷塔堵塞并腐蚀。此外，过高的制硫尾气温度会使液硫凝固不下来而带到后系统，加重后系统的处理压力，因此严格控制好制硫尾气温度也是不可忽视的；

5）硫磺回收装置内自动分析仪表的投用率及完好率，对装置的稳定运行起着关键性的作用。通过进炉酸性气与进炉空气的比值调节和H2S/SO2在线分析仪反馈数据严格控制进炉空气量，燃烧时所需氧气量由制硫风机与外供氧提供。当H2S/SO2在线分析仪有故障时，使配风失调，制硫炉炉温波动剧烈，影响硫的回收率。而加氢反应器出口的H2分析仪出现故障，则可能导致尾气加H2不完全，使后系统无法平稳运行。

2改进方法

2.1现有问题的改进

1）制硫炉处理含NH3酸性气，其关键是保证制硫炉的运行温度高于1250℃。污水汽提装置加强操作，确保酸性气质量；加强酸性气的预处理，酸性气管线加大伴热，防止管线堵塞；有条件的，应将含氨酸性气与清洁酸性气分开处理，在酸性气带氨时可加大配风或配入氧气，提高炉温。为此，可采取用蒸汽预热空气和酸性气来补充热源，配入燃料气燃烧，使制硫炉温度保证在1250℃以上；

2）在尾气处理部分，三维石化工程有限公司SSR工艺，利用自身热源与尾气进行换热来加热尾气，从而把在线加热炉取消，减少了设备投资及运行费用，且降低了因操作原因引起的工况波动，简化了操作流程；

3）控制炉温，保护转化器内的催化剂。炉温控制首先对转化器内热电偶进行改造，热电偶伸入器内的长度要合适，在运行中保持热电偶完好使用。若发现催化剂床层温度过高，可通入N2降温。反应器的操作温度不仅要考虑热力学，也要考虑气体的组成。从热力学角度分析，操作温度越低，平衡转化率越高，但温度过低，会引起硫蒸汽在催化剂表面冷凝，使催化剂失活，因此过程气进入反应器的的温度至少要比硫蒸汽的露点高10℃～30℃。所以要时刻监控催化剂床层温度在规定工艺指标内；

4）优化细化操作，提高尾气处理部分的运行水平，气风比是指进燃烧炉的酸性气和空气的体积比，当酸性气中H2S、烃类及其它可燃组分的含量确定时，可根据化学反应的理论需氧量计算出配风比。空气量不足或过剩均会降低转化率，但空气不足比空气过剩影响更大。缩短尾气处理部分的开工时间，减少二氧化硫开车排放。经过多次研究尝试，神华包头煤化工公司硫磺回收装置实现了尾气处理单元与制硫单元同步开工，SO2开车排放缩短为3h，减少了SO2对环境的影响；

5）制硫部分控制好配风比，当过程气中H2S/SO2=2时，克劳斯反应的平衡转化率最高，它是装置最重要的控制参数。生产中通过配风比来实现。空气和酸性气除设置流量比例控制（主调80%风量）外，考虑到酸性气组成变化对H2S/SO2=2的影响，还在捕集器后面设置在线分析仪反馈控制（微调20%风量）空气量。硫磺回收率实现高于99.8%，是建立再尾气中有机硫成分还原高吸收率基础上，这样有利于控制进SO2排放浓度在国家规定要求的（960mg/Nm3）之下。相对于传统的线炉工艺技术，利用装置自身热源实现加氢反应器热源的技术，不仅在投入成本和管理费用或占地面积上具备良好优势，更比同类国外技术具备更好的效益。该工艺技术能够广泛运用，主要是因为外供氢作为氢源，对其纯度要求相对更低，在不同条件之下，该技术的适应性更强。

2.2新技术、新设备的应用

1）富氧工艺在硫磺回收装置的应用，要使制硫燃烧炉的温度达到1250℃，可以将纯氧或富氧空气配入到燃烧空气中，即O2与燃烧空气在进入火嘴前的管道中进行充分混合，以提高入炉空气中的氧含量（28%左右）。但在配入氧气时的操作，一定要遵循少量多次的原则，防止配入氧气过多而使炉温暴涨；

2）增加一台鼓风机，把从加氢反应器出来的加氢尾气送至低温甲醇洗酸性气浓缩塔进行循环吸收，从而可以省去从急冷塔以后尾气处理部分的投资，并减少各项操作费用，并且可以大大的减少污染物的排放，实现了污染物的综合利用；

3）克劳斯工艺生产的液体硫磺，在过程的不同阶段都会存有H2S，H2S在液硫中是以聚合硫化物（H2Sx）的形式存在。在处理、运输和储藏液硫时可能发生的中毒和爆炸的危险，为了保证操作的安全性，需要将脱出的尾气用蒸汽抽射器送入尾气焚烧炉处理，防止发生中毒事故；

4）设备超级组合，把反应器、冷凝冷却器等设备组合在一起，共用一个壳层或管层，不但减少了钢材耗用量，降低了投资，还减少了占地面积，神华包头煤化工公司硫磺回收装置的一、二级转化器就采用了此种设计。

3结论

虽然硫磺回收装置不是一个主要生产装置，但它的平稳运行对于主生产装置的运行是个前提，现在的环保形势相当严峻，为了整体的利益和环境的利益，我们必须加强对硫磺回收装置的投入。

目前我国硫磺回收装置虽然取得了较大的进步，但我们要不骄不躁地开发更多符合我们国情的专利技术。另外，加强分析及自动化控制水平的管理，提高装置运行的平稳率。要进一步提高全员环保意识，从根本上解决污染物排放问题。建设好、运行稳硫磺回收装置。

参考文献

[1]毛兴民，唐昭峥.我国硫回收技术的进步[J].齐鲁石油化工，1996（1）.

[2]蒲远洋，诸林.亚露点硫磺回收及尾气处理新进展[J].天然气与石油，2006（1）.

[3]张义玲，李文波，唐昭峥.硫回收技术进展评述[J].炼油与化工，2003（1）.

化学尾气处理的常用方法范文篇3

关键词：高含硫天然气净化全流程模型ProMax

一、引言

全流程模拟是进行过程分析与优化的基础。对于高含硫天然气净化过程，由于醇胺脱酸气过程及克劳斯（Claus）流程回收过程的复杂性，目前主流的流程模拟软件都不能进行全部的模拟，如AspenPlus、AspenHYSYS和ProII均不能模拟硫磺回收过程，并对醇胺溶液脱酸气过程采用半经验模型进行模型，致使无法建立起高含硫天然气净化装置的全流程模型，制约了其全流程特性的分析和优化。

ProMax（原TSWEET和PROSIM）流程模拟软件是由美国Bryan研究与工程公司和Texas州A&M大学联合开发的天然气净化工艺专用模拟程序[1]。ProMax具有完整的气液平衡数据，并采用多套实际工程的操作数据修正了适合脱酸气体系的热力学方程，使其对脱酸气工艺过程的模拟数据更加接近实际工程数据；在脱水方面，ProMax几乎可以模拟任何关于脱水的单元，包括汽提塔，再生塔等，还可以计算天然气水含量、绘制水合物曲线相图以及优化甘醇的循环流量；在硫磺回收及尾气处理方面，ProMax包含完整的反应动力学模型，可模拟多种硫磺回收及尾气净化工艺过程。

本文依据普光天然气净化厂高含硫天然气净化装置工艺流程及操作数据，应用天然气处理过程专用模拟软件ProMax建立高含硫天然气净化装置全流程稳态工艺模型。

二、高含硫净化工艺过程简介

普光净化厂设计处理能力为120×108m3/a，目前实际处理量约为100×108m3/a，位列世界第二，亚洲第一；其中净化装置硫磺年产量为240×104t，居世界第一[2]。普光净化厂共有6套联合装置，12个系列，单套联合装置设计处理量为2×300×104m3/d。主要净化装置由脱酸气单元、脱水单元、硫磺回收单元、尾气处理单元和酸水汽提单元组成。图1为联合净化装置流程图。

高含硫原料气（FeedGas）经过脱酸气单元（SweeteningUnit）脱除几乎所有的H2S、部分有机硫及CO2，再经过脱水单元（DehydrationUnit）脱水后，合格产品气（ProductGas）出装置经长输管网外输。脱硫单元再生溶剂而产生的酸性气体（AcidGas）进入硫磺回收单元（SulfurRecoveryUnit），将酸气中的硫元素回收为液硫（LiquidSulfur），经硫磺成型单元（SulfurSolidificationUnit）生产工业用硫磺。硫磺回收单元产生的尾气（TailGas）经尾气处理单元（TailGasTreatmentUnit）净化处理，输往尾气（ExhaustGas）焚烧炉焚烧，经烟囱（Stack）排放的烟气应满足国家环保要求。净化过程产生的酸性水（SourWater）送至酸水汽提单元（SourWaterStripper），汽提产生的酸性气（SourGas）通过管道输送到尾气处理单元进行净化，使其达到净化水标准后循环使用。

三、工艺单元建模

1.脱酸气单元建模

ProMax采用ElectrolyticELR-PR或ElectrolyticELR-SRK模型计算酸气在醇胺溶液中溶解度的热力学过程，而采用TSWEETKineticsModel计算气液传质的动力学过程[3]。ElectrolyticELR模型为过量吉布斯能量/活度系数模型（GibbsExcessEnergy/ActivityCoefficientModel），该模型基于Pitzer-Debye-Hückel模型[4]预测多组分平衡态液相活度系数，而采用Peng-Robinson（PR）或Soave-Redlich-Kwong（SRK）状态方程预测气相的逸度系数。图2为应用ProMax建立的脱酸气装置稳态模型。

2.脱水单元建模

目前，TEG脱水过程模拟普遍采用立方型热力学模型，如Peng-Robinson（PR）、Redlich-Kwong（RK）和Soave-Redlich-Kwong（SRK）[5]等状态方程。这些热力学模型基本可以获得满意的甘醇脱水模拟精度。图3为应用ProMax建立的脱水单元稳态模型。

3.硫磺回收单元建模

Claus法硫磺回收工艺过程。Claus过程由两个阶段完成，第一个阶段中，1/3体积的H2S在燃烧（反应）炉内被氧化为SO2，并释放出大量的反应热；第二个阶段，2/3体积H2S在催化剂的作用下与生成的SO2继续反应生成单质硫。

目前，用于计算克劳斯过程中化学反应平衡的方法主要有两种：一是平衡常数法；二是最小自由能法。ProMax中预定义了Sulfur-PR和Sulfur-SRK两个物性包用于模拟Claus反应过程，Sulfur物性包为最小自由能模型，用于预测液相含硫体系物性，该模型将纯硫（如S1-S8）视为Lewis-Randall组分，而将其余组分看做Henry组分（如H2S，H2，CO2，COS等）。对于不含硫的体系，则采用PR或SRK方程来预测体系的物性。图4为应用ProMax建立的硫磺回收单元模型。

4.尾气处理单元建模

尾气处理单元包括加氢还原反应过程、尾气急冷过程、尾气吸收过程和尾气焚烧过程。对于尾气急冷过程、尾气吸收过程及尾气焚烧过程中涉及醇胺体系，采用ElectrolyticELR-PR物性包模拟，而尾气焚烧过程为化学反应过程，采用Sulfur-PR吉布斯自有能最小类型反应器进行模拟。图5为应用ProMax建立的尾气焚烧装置模型。

四、全流程模型

在ProMax模拟中一个流程（Flowsheet）只能采用一个热力学模型，因此，需要将净化装置全流程模型根据各单元采用的热力学模型的不同而进行划分。在不同的Flowsheet之间，采用ProMax中流程物流传递模块进行流程之间的物流信息传递。图2中脱酸气流程中物流传递模块ToTEG将二级吸收塔顶甜气（SweetGas）的物流信息传递给脱水流程。物流传递模块AcidGastoSRU将再生塔顶酸气物流信息传递给硫磺回收单元。物流传递模块ToTGCU将贫胺液物流信息传递给尾气处理单元。物流传递模块FromTGCU将尾气处理单元中的半富胺液物流信息传递回脱酸气单元。脱水流程中进脱水塔的甜气物流数据由物流传递模块ToTEG从脱酸气流程传递来。酸气物流数据由物流传递模块AcidGastoSRU传递而来。ToIncinerator传递来尾气物流信息。ToSourWaterStripper模块传递来酸水物性，ToQC将酸水模块汽提塔再生气传递给尾气处理单元。

当全流程中某个单元中的物流参数或操作参数发生变化，由于各流程之间存在联系，模型会重新计算各单元模型，直至全流程模型得到收敛。

五、模型验证

基于普光净化装置实际运行数据，验证脱酸气单元ProMax全流程稳态模型的可靠性。表1为全流程模型的模拟数据与实际装置运行数据的对比。模拟数据与运行数据的相对误差小于3%。证明所建立的ProMax全流程稳态工艺模型，能够快速、准确地模拟净化装置在不同工况下的运行特性，完全满足工程应用及特性分析的要求。

六、结论

本文依据中石化普光高含硫天然气净化装置的工艺流程及操作数据，应用ProMax流程模拟软件建立了MDEA溶液脱酸气单元、TEG溶液脱水单元、Claus硫磺回收单元、加氢还原尾气处理单元及酸水汽提单元稳态模型。利用ProMax跨流程物流传递模块，将基于不同热力学模型建立的操作单元模型连接起来，从而建立了净化装置全流程稳态模型。通过对比净化装置实际操作数据，验证了全流程模型的准确性和可靠性。为后续开展高含硫天然气净化装置用能分析与优化工作奠定了基础。

参考文献

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