JPS62113706A - フイ−ドガス流から硫黄を回収する方法 - Google Patents

Abstract

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め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） この発明は１クラウス式硫黄プラン）においてその工場
能力を上げるため温度を調節する方法に関し、元素状態
硫黄を温度調節剤あるいは反応排出物焼入れとして前記
クラウス反応域に導入して達成される。

（従来の技術） 元素状態の硫黄の硫化水素含有ガス流からの回収は、１
９７７年のガス、コンディショニング会議報告書として
刊行されたＢ、　Ｇ、ゴアルの論文「クラウス法によシ
回収された硫黄の基本」に開示されている先行技術で周
知のものである。

カナダ国のガス、ピロセシング社の「カナディアンガス
ジャーナル」誌にＲ，Ｓ、リーと、Ｔ、　Ｔ、ライア／
共著の「硫黄工場のコンピューター設計とシミュレーシ
ョン」なる論文で、１９７０年７／８月号第３８−２−
ジ、１９７０年９／１０月号第３２ページ、１９７１年
１／２月号第１２ページおよび１９７１年７７８月号第
１６−！−ジの４回にわたる発表で両著者は、廃熱ボイ
ラー内での冷却の際起きる反応炉動作と逆反応を強調す
るクラウス法に特有な動力学を述べている。

クラウス式硫黄プラントで処理される硫化水素の生産量
を上げるに要する酸素濃縮についても、１９８１年ｉガ
スコンディショニング会議報告書に発表されたＭ、Ｒ−
グレイとｗ、ｙ、スフルチェク（５ｖｒｃｅｋ）共著の
論文［クラウス式硫黄プラントにおける酸素の使用」で
開示された。クラウス式硫黄プラントにおける反応炉の
燃焼に送られる空気に酸素を付加して硫化水素を増量さ
せることができるが、その際硫化水素は燃焼して二酸化
硫黄を発生し、それはその後、元素状態の液体硫黄生成
物に転化させる触媒となる。酸素濃縮により達成てきる
最大限の生産量増加は、工場設備、反応器の空間速度と
反応炉の温度および様々な接触域、特に前記クラウス式
プラント炉で使用される耐火材料を介して起る圧力低下
で決まってくる。

ユニオン、カーバイドのリンダ（Ｌｉｎｄｅ　）が１９
８３に出した出版物「クラウス式プラントの酸素濃縮」
では、クラウス式プラントの炉または廃熱ボイラー内の
温度に限度があるため、酸素濃縮の限度が濃厚硫化水素
に対しても現われることが示されている。

米国特許第３，８２２．３４１号で酸素濃縮を使用して
いるクラウス式１場を開示している。容器η中の副流か
ら残存日０２をストリップするため前記酸素の１源泉を
先づ使用してから管路％の酸素流を管路１２の酸素と随
意に再循環させて、前記明細書の第５コラム６５乃至６
８行に列挙しであるごとく前記廃熱ボイラー８の前記燃
焼域に進ませる。このような流れの酸素含有量は発熱反
応で完全に消費されるので、この流れは前記反応炉の火
炎温度の調節媒質として利用はできまい。上記ゴアルの
論文で述べられているように、クラウス式硫黄プラント
は典型的な例として廃熱ボイラー付断熱反応炉を具備し
ている。酸素濃縮作業で起きる過度温度問題は前記断熱
反応炉内で発生する。

米国特許第４．１５３，６７４号でクラウス式プラント
とテールガスクリーンアッププラントの双方を開示して
いるが、そのプラントにおいて、管路加内のガス流をテ
ールガス系から分離し、そのガス流を前記クラウスプラ
ント７の前端に戻すか再循環させている。この特許は酸
素濃縮あるいは再循環流による火炎温度の評節について
は考慮していない。また、テールガスを反応させて全て
の硫黄を硫化水素に転化するとそれを吸収し、ストリッ
プしその後前記クラウスプラントに戻す。

米国特許第４．２７９．８８２号は、前記伝統的クラウ
スプラントにおけるように、燃焼反応炉よりもむしろ一
連の触媒反応ベッドだけを使用する硫黄回収方法を開示
している。この特許で温度加減再循環流が示されており
、その中で流れがが、前記触媒反応域での前記温度を制
御するためフィードに戻されている。この方法は稀硫化
水素フィードガス用途に対してのみ経済的である。それ
にはまた高温での再循環ブロア一作業が必要である。

稀フィードガス流をこのようなりラウスプラントに加工
する時、液体硫黄生成物をクラウス式プラントからクラ
ウスプラントの前記反応炉に再循環させることは周知の
ことである。■、グレツケル、Ｊ、Ｍ、ノ身−ムおよび
ｙ、ｗ、キルマーが１９６８年ｌＯ月田日号のオイル、
アンド、ガス、ジャーナル誌の第郭滅−ジに寄せた論文
で、２乃至１５バーセント硫化水素のフィードを処理す
゛る概要が第１図に示されている。１５容ｔ／”−セン
ト以下のクラウス反応炉火炎温度は安定操作には低すぎ
る。ブレラケルらは前記クラウス生成物硫黄の三分の−
を前記反応炉内で空気を用いて燃焼させて追加の二酸化
硫黄を供給する。若干のフィードもまた前記炉に導入さ
れて燃焼温度を調節する。結果として生じた二酸化硫黄
Ｖｉ荊記触媒反応城に入ってくる前記稀フィードの過半
量の転化に使用されるが、その触媒反応縁においては純
硫黄生成物かつくられるのである。このプロセスのアプ
ローチは稀硫化水素フィード用途に限られている。酸素
使用の必要はかい。

Ｂ、Ｗ、　カムンントＲ，Ｈ，エルキンスがケミカル、
エンジニアリング、プログレス誌第４９巻（１９５３年
）第４号第２０３ページに寄せた論文「硫化水素からと
る硫黄」で、クラウス法が開示されている。その第１８
図で、クラウス式プラントの液体硫黄ピットからの硫黄
の再循環が図示されているが、そこでは硫黄を、空気を
使って二酸化硫黄を生産するため硫黄バーナーに戻して
いる。前記硫化水素と二酸化硫黄を液体硫黄に触媒転化
するに先立って前記二酸化硫黄を稀硫化水素と混合する
前Ｘ冷却する。さらに、この開示では、硫黄を再循環さ
せて、それを燃焼して二酸化硫黄にし稀酸ガスフィード
流を処理しているが、それは過度の高温が発生しないよ
う防止しているのではない、ｍ素濃縮をこのような再循
環で使うととＫついての開示はない。

米国特許第４　、３０２　、４３４号は硫化水素フィー
ドからの酸素と硫黄生産方法を開示していて、そこでは
前記硫化水素フィードを酸化体ガスを用いて燃焼させる
よりはむしろ高温で過半を分解している。

前記酸素と硫黄の分解硫化水素成分を、前記分解成分が
再結合して硫化水素にならぬよう間接熱交換によシ廃熱
ボイラー内で華氏１５００度（摂氏約８１６度）以下に
な°るよう急速冷却する。液体硫黄を縮合し除去した後
の残留硫黄コン、ｅランドを再水素添加して硫化水素と
し溶剤を除去し、高純度水素最終生成物となるのである
。本質的には、前記工程では二酸化硫黄は生じないし、
また硫黄に分解する効果的比率Ｈ２Ｓ　２に対し５０２
１を必要とする接触クラウス分解ステップは起きてこな
い。

（発明が解決しようとする問題点） 米国特許第４．４８１，１８１号で、硫化水素から水素
を生産する方法で、硫化水素を酸素と燃焼させて理論量
より少い酸素で前記硫化水素の部分酸化を果たし、さら
に前記部分酸化生成物を冷却された再循環ガス流で焼入
して酸素と硫黄が再化合しないようにすることが述べら
れている。前記フィード硫化水素を実用最高温度（１１
５０’Ｋ）になるよう予熱しておいて、硫化水素を実質
的吸熱平衡分解して水素と硫黄の蒸気になるに必要な高
温（１４００”Ｋ　）が得られるようにする一方、形成
された水素の一部を燃焼するに要する投入酸素を最少限
にとどめて前記吸熱分解反応に要する熱を供給する。

このような条件にあって、前記事例で述べられているよ
うに、平衡に対する全反応は次の通りである： ８３　Ｈ２Ｓ　＋　６０８　→５１　Ｈ２Ｂ十加Ｈ２＋
　１６　ｓｇ＋　１２Ｈ２０このような条件では実質的
には二酸化硫黄は生産されないし、また排出ガスも前記
典型的触媒のクラウス分解プロセス工程における硫黄へ
効果的に転化するに必要な前記Ｈ２Ｓ　２に対１．Ｓｏ
２］のモル比率を備えていない。水素を、前記焼入れを
行うため循環流を除去した後焼入冷却した排出ガスから
回収する。

この発明は′前記先行技術の欠点を、火炎温度限度のた
め前記先行技術では可能と考えられた程度以上に濃縮し
た酸素を用いるクラウス式プラントの処理量を増加して
克服できる。加えて、この発明は前記クラウス式プラン
ト反応系列を介し、この系を通しての不活性物の持逃げ
を減少させて反応成分の今を上回る処理量を提供する。

（問題を解決するための手段） この発明によれば、元素状態硫黄を注入するか、あるい
は元素状態硫黄を前記クラウス式プラントで生産された
前記生成物硫黄から該クラウス式プラントの反応炉の中
に再循環させることで達成できる。前記硫黄を注入する
と前記クラウス式プラントの下流部分での圧力低下が減
少するが、水のようなこれ以外の注入物では圧力低下は
さらに低下したであろう。

（作　用） この発明は硫化水素の濃厚なフィードガス流からの硫黄
回収方法に関する。この方法では前記ガス流をクラウス
反応域内の酸素濃縮ガスで燃焼させることと、該燃焼排
出物を最初の縮合域において硫黄を付帯縮合し分離する
ことによって冷却することと、残留排出物を、再加熱と
、触媒クラウス反応域における転化および追加縮合にお
ける硫黄の付帯縮合と分離を用いての冷却のうちの少く
とも一工程を主として通すことであり、この方法での改
良は元素状態硫黄を前記反応炉に導入して該反応炉温度
を調節するかあるいは、反応生成物を凍結するよう該反
応炉排出物を焼入することから成っている。

典型的例をとれば、この方法は加熱、転化と冷却および
前記最初の縮合域に続いて起る分離の３段階を使用する
。この方法はフィードガス硫化水素含量が印モルノ々−
セントまたはそれ以上のものに対して適切である。

好ましくは、前記反応炉の酸素濃縮は３２乃至１００モ
ル、４−セントの範囲内であることである。

さらに好ましくは、該濃縮は切乃至７５モルノで一セン
トであること。前記再循環硫黄注入は該反応炉のバーナ
ーに供給される濃縮酸素の１モル当妙の硫黄（Ｓａとし
ての）の０．８乃至１．３％ルの範囲内であることがで
きる。

好ましくは、前記反応炉域の温度を華氏２４００乃至２
８００度（摂氏約１３１６乃至１５３８度）の範囲内に
維持することである。

別の実施例において、この発明の目的はフィード流から
硫黄を回収する方法であって、該フイード流にはクラク
ス燃焼とクラクス触媒転化とで濃縮した混合酸素中で硫
化水素の随意的回収なしく６０／々−セントあるいはそ
れ以上の硫化水素含量を有していることと、その方法が
、燃焼域内にある酸素濃縮ガスを使って硫化水素フィー
ドガスを燃焼させ、そこでの硫化水素対酸素容積比が１
．９対１乃至２．９対１・の範囲、また燃焼域の温度は
華氏１８００乃至２７００度（摂氏約９８２乃至１４８
２度）の範囲であり、燃焼域排出物を１．９５対１乃至
２．０５対１の範囲の硫化水素対酸素比で主意する工程
と、前記燃焼域排出物を華氏１０００乃至１７００度（
摂氏約５３７乃至９２７度）に冷却するため該排出物を
直接焼入し、硫化水素の改質を阻止しさらに前記燃焼排
出物の硫化水素対二酸化硫黄比を廃熱ボイラーの入口で
液体硫黄流を該排出物に導入することによって維持する
工程と、前記燃焼排出物を冷却流体と間接熱交換して廃
熱ボイラーにある前記燃焼排出物の温度をさらに下げる
工程と、液体硫黄を縮合しその縮合硫黄を、第１縮合域
にある燃焼排出物から冷却流体に対する硫黄の縮合温度
にさらに冷却することにより回収する工程と、前記残余
燃焼排出物を、加熱と触媒クラウス反応域における転化
および硫黄の付帯縮合と回収とで冷却し、さらにテイル
ガスクリーンアップ装置中の残留燃焼排出物を処理して
、２容！／々−セント以下の硫化水素含量を有する環境
的に受入可能ベント流を提供する工程とから成る。

好ましくは、前記硫化水素対ｆｌ！素比がほぼ２．５対
１であるが、前記フィードガスに炭化水素が含有してい
る場合は減少することもある。

最適には前記硫化水素対二酸化硫黄比が２であること。

好ましくは、前記燃焼域温度が華氏でほぼ２４００度（
摂氏的１３１６［）であるが、前記燃焼域排出物を焼入
して華氏でほぼｔ４００Ｋ（摂氏約７６０度）にするこ
とである。

好ましい形の液体硫黄燐入流体を、排出物の１ポンドモ
ル当りほぼ１７ポンドの比率で前記燃焼域排出物忙付加
する。

好ましくは、前記液体硫黄焼入流を前記燃焼域の下流燃
焼域排出物に、また全工程の前記廃熱ボイラーの直ぐ上
流に付加する。

最適には、前記注入流体硫黄は液状であること。

択一的に、硫黄の分散はキャリヤガス中に懸濁する微粒
固体硫黄であり得る。

クラウス硫黄回収システムは天然ガス精製や石油精製で
発生する酸性気体流、それ社−次的にはアミンスィート
ニングから硫黄を回収するため広く利用されている。石
油精製においては、前記硫化水素は原油中に存在し、炭
化水素脱硫装置排ガスや接触分解装置排ザス中に含まれ
ている。しばしば、前記アミン装置で発生するガス流に
は硫化水素が極めて濃厚で、それは特に石油精製で言え
ることで、それには硫化水素が閏乃至匍モルパーセント
も含まれている。多数の製油所が前記クラウスプラント
装置を現に完全に備えているが、あるいはこれから完全
に備える（容量には限度あり）ようになるかであるが、
それは１すます貞質の燃料油が加工されるため、硫黄化
合物がますます大量に含まれるからである。精製可能ス
ィート炭化水素と原油の周知の漸減埋蔵量がらすると、
明らかに高い硫黄の含有量を有する余り有難くない周知
のサワー原油の埋蔵量も今や加工されるようになってき
ている。このような高硫黄含有炭化水素フィーｒを精製
しようとする傾向は将来増えることであろうし、また現
存するクラウスプラントの容素限度を更新することにな
ろう。従って、前記クラウスプラント材゛料の温度制限
を維持するかたわら、前記クラウスプラントの容量を引
き上げる体系をつくることが必要である。

クラウス硫黄回収装置の供給量が前述容量を上回ると、
いろいろの問題が起きてくる。流量が増えると前記クラ
ウスプラントとティルガスクリーンアップ装置全部にわ
たる圧力低下がさらに低下し、そのため背圧増加が起き
て、前記硫化水素フィーＰの供給装置と給気ブロワ−で
得られる以上の圧力で硫化水素と空気のフィードを必要
とする。

増加流量はまた、前記反応炉と接触反応器工程での空間
速度を増加させる。この空間速度の増加は硫黄転化を減
少させしかも前記ティルガスクリーンアツプ装置への排
出物を増加させる。前記テイルガスクリーンアップ装置
への増加流量は、その圧力低下をさらに低下させ、その
上前記テイルザス硫黄回収を低下させ、通常環境上受入
不可能な硫黄放出を増加させる結果になる。いくつかの
クラウスプラントにおける背圧増加は有毒硫化水素を放
出するおそれのち乞液体硫黄ドレン封止を吹き飛ばす危
険を提起する。高圧硫黄Ｐレン封止と増加処理量を前記
容量要求条件に合うよう設計できるが、前記硫黄転化の
減少と硫黄放出の増加は現今のクラウスプラント運転に
問題を残す。

現存するクラウスプラントの容量増加に使用できる一方
法は前記クラウスプラントの反応炉に流れる空気流を通
常空気に含まれている２１モル、ｅ−セントの酸素を、
７０乃至（イ）あるいは１００モル、Ｑ−セントの酸素
になる位にまで濃縮した酸素を使用する（そうなると前
記クラウスプラントに導入される空気はもはや空気では
ない）ことである。前記空気流に含ま；しる酸素がわず
か増加してもそれは前記クラウスプラントを通過するガ
スの窒素外の効果的減少につながりまた不活性物すなわ
ち前記クラウスプラントの流れ装置の列をも通過しなけ
ればならない窒素のガス流量を減少させることで硫黄に
対する該プラントの処理容量の増加にもつながる。典型
的例として、（資）乃至（イ）モル／′！−セント硫化
水素を炭化水素の典型的濃縮で処理している前記り２ウ
スプラントの容量を、空気を酸素で濃縮することでｌＯ
乃至１５　／Ｊ？−セント増加できる。

これ以上のわずかな酸素も前記反応炉内の耐火煉瓦と耐
火材の火炎温度限度超過を引き起すであう。

前記酸ガス流に（イ）モル、Ｑ−セント硫化水素が含ま
れ、また前記硫化水素の玉量の−（前記完全化学量論的
空気要求量の３分の−）だけの典型的燃焼を行っており
、また前記燃焼器が空気（２１モル／臂−セント酸′ｓ
）を受は入れている場合、そのときの前記理論的断熱火
炎温度は華氏約２４００度（摂氏約１３１６度）となる
べきで、また前記反応炉出口温度は華氏約２２００度（
摂氏約１２０４度）である。前記ｔアル論文恍記述され
ているように、前記断熱火炎温度が前記反応炉出口温度
より典型的に高く、その理由としては、続いて記述され
ているようＫ。

化学量論的クラウス反応が前記反応炉中で進み、前記火
炎生成物を冷却することＫなることを注目すべきである
。前記空気流を酸素で濃縮して４０モルパーセントの酸
素となる場合、前記予測断熱理論的火炎温度は上昇して
華氏約３０００度（摂氏約１６４９度）になるはずであ
る。重ねて、空気流を酸素で濃縮し、今回は７０モル、
ｅ−セントにする場合、予測理論断熱火炎温度は上昇し
て華氏約３３５０度（摂氏約１８４３度）になるはずで
ある。しかし、クラウスプラント反応炉に取り付けた耐
火煉瓦と耐火材料が最高品位のものであってアルミナ含
有が嘔乃至（イ）パーセントまたはそれ以上の場合でも
、最高連続作業温度が華氏２７００乃至２８００度（摂
氏約１４８２乃至１５３８度）にしか耐えられない。実
際問題として、耐熱材料の破損を避けるため、前記温度
を極限以下に維持することが賢明である。それ故に、上
記の予測から、は素損翻の限度を空気流の酸素が（資）
乃至３２・Ｑ−セント超えないようにして使用すれば温
度を最高華氏２８００度（摂氏約１５３８度）以下に維
持できる。前記空気流酸素含有を２１モルｐＱ−セント
から３２モル／々−セントに引き上げると窒素投入量の
減少となり、クラウスプラント容量にほぼ１２乃至１５
／々−セントに止る程度の適度の増加が認められる。

しかし、この発明では前記酸素濃縮を３２モル、Ｑ−セ
ント以上に引き上げたうえ、前記プラントの硫黄ピット
から前記反応炉域に好ましくは華氏２６０乃至２９０度
（摂氏約１２７乃至１４３度）で液体硫黄を流入し、前
記酸素濃縮火炎温度を適度に調節するかまたは予備平衡
焼入を行うか、または択一的に前記反応炉燃焼域下流で
の付加によって反応域排出物を焼入するかして現存クラ
ウス硫黄回収装置あるいは新規硫黄回収装置の容量を増
加させることができるのである。実際問題として、硫黄
の注入速度を希釈と冷却により前記反応炉温度を前記華
氏２４００乃至２８００度（摂氏１３１６乃至１５３８
度）の範囲に制御するよう設定することになるであろう
。一実施例においては、前記液体硫黄を前記反応炉の燃
焼器に自由に付加する。この手法で、硫化水素フィーｒ
と硫黄回収容量とを、（イ）モルパーセント硫化水素酸
がスフイードを処理するとき空気流を７０モルパーセン
トｖｃｍ縮することによって関乃至１００　／Ｑ−セン
トだけ増加することができる。液体硫黄流を、噴霧かま
たは十分に分散させた状態で注入することにより、処理
量を有意に増加させるに必要な非常に濃い酸１ｅ濃縮と
関連する前記火炎温度は相対的に冷却した注入硫黄によ
って適度に調節できる。前記液体硫黄注入は、前記液体
硫黄の気化と該蒸気の加熱と解重合が前記反応炉域で起
きて熱を吸収するだめ調節効果を与える。

一見して、液体硫黄は、硫黄そのものが酸素で燃焼可能
で、燃焼して高火炎温度になるため火炎温度を調節する
目的には使えないことも注意しておくべきである。しか
し、前記クラウス法において、前記硫化水素フィード内
で炭化水素を燃焼させるに要する酸素および反応炉火炎
条件で水素と硫黄に解離するごくわずかな硫化水素を計
算に入れると、酸素投入量は全反応化学量論的必要量に
よ妙法められる。

Ｈ２１３＋イ０２→Ｈ２０＋８よ 従って、注入された少量の酸素が硫黄を燃焼させる程度
までは、酸素はより少い硫化水素を燃焼させるであろう
。硫化水素または硫黄を燃焼させる反応熱と過剰反応体
の前記熱容量を考慮すれば、前記火炎温度は硫化水素か
硫黄かどちらを少量の酸素で燃焼させてもほぼ同じであ
る。さらに注目すべきことは、熱力学的平衡は前記反応
炉出口で非常に接近するが、それは前記投入流量、組成
および温度にのみ左右されても反応径路には影響されな
い。従って、前記反応炉出口温度と組成は、前記酸素が
燃焼させるものが硫化水素であるか硫黄であるかを間は
ず同一である。

前記クラウスプラントの下流部分からの液体硫黄が前記
反応炉域にとって最も望まれた硫黄副節剤または予備平
衡焼入源であるけれども、これ以外の形と源の硫黄でも
同様の方法で作業できまた利用もできるであろう。従っ
て、前記クラウスプランドの個々の縮合段階からの硫黄
の方が、前記中央収集ピットからの硫黄よりもむしろ利
用できるようであるう択一的に、固体微粉硫黄をキャリ
ヤーガスあるいけ前記酸がスフイードから前記反応炉に
流れるスリップ流に連行させまた前記調節剤または希釈
剤として注入することもできる。このような微粉分散固
体硫黄は液体硫黄を上回って熱吸収仙力を向上させたで
あろう。もちろん、液体硫黄について言うならば、前記
反応炉に付加する硫黄は、該硫黄を前記反応炉内の燃焼
用に混合されたガス中に微細噴霧として導入するような
方法でされるよう考えられている。前記反応域の火炎の
温度調節用としての硫黄付加を燃焼器へあるいはそれ自
身の独立すりスイスを通って前記燃焼器火炎に導入する
ことが好ましいことではあるが、硫黄を、前記反応炉の
燃・暁器に尋人するに先立って前記酸ガスフィード流に
付加することも考慮されている。前記液体硫黄を、前記
空気、酸素あるいは酸素濃縮空気流のように前記燃１暁
器に導入された前記酸化体に付加することも可能である
が、結果として生ずる易燃性混合物の予備点火を考慮に
入れなければならなくなるだろう。

択一的に、前記硫黄を前記反応域の火炎の下流と前記廃
熱ボイラーのすぐ上流に注入し前記反応排出物を焼入し
て相対的低温にできるがそこでは可逆性質を有する反応
列はそれぞれの解離状態で凍結される。

酸素濃縮と液体硫黄注入との結合はクラウスプラントの
容量あるいは処理量を意外な穆増大する力を与える。詳
しくは、前記液体硫黄には酸素濃縮状態で反応炉に付加
されるこれ以外の希釈成分に代りの魅力を与えるが、そ
れは前記硫黄を前記反応炉の下流の第１の縮合器で分離
し、前記下流装置に処理量の限度をひき起さないように
し、前記装置はさらに前記部分的に反応している酸ガス
流を処理する理由による。液体硫黄圧入配置の使用は容
量の限定されている埃存クラウスプラント系の改装とな
り得るか、あるいはそれを、前記酸素濃縮と液体硫黄注
入によって与えられた前記増加容量自由を考慮に入れて
小規模新装置として備えることができる。

液体硫黄を前記反応炉に付加することで前記クラウスプ
ラントにおける容を限度をさらに増大させるように見え
るが、実際上は、希釈分として大量の窒素の回避が反応
炉への少量のあるいは全景の空気を除去することで前記
反応炉と前記下流接触炉の双方〈おける有意の容量自由
を達成する。

前記液体硫黄の注入によって起きる前記反応炉を通る物
質流量の局部的増加は前記下流接触転炉を通る増加処理
量（＜よって起きる不均衡を上回る。

これは、前記注入液体硫黄が前記反応炉の下流の第１の
液体縮合物中で容易に除去できるが前記全クラウスプラ
ント系列を通過するプロセス流の一部ではないという理
由による。

前記クラウス法は２連続反応段階により進行する。その
第一は： ｆｉｌ　　Ｈ２Ｓ　＋３７２０．→Ｈ２０＋８０゜であ
って、水と二酸化硫黄を発生させる硫化水素と酸素の急
速非可逆発熱反応においてである。前記二酸化硫幌徨が
前記残余硫化水素と反応するようになって、次の２番目
の反応が起きる：（２）　　２Ｈ２Ｂ　＋　８０２→２
Ｈ，Ｏ＋１−イＳ。

これは相対的に緩慢な発熱可逆反応であって、その反応
での元素状態硫黄は前記平衡反応の生成物の一つである
。それ故に、硫黄を前記反応炉に付加すると前記クラウ
ス法反応を抑制することになるようである。これは硫黄
転化の抑制が下記第１表の通り示されている前記反応炉
にとって真実である。しかし、前記接触転化と前記反応
炉の転炉装置下流における様々な転化かられかるように
、典型的クラウスプラントにあっては、これら２次転化
が増加して一次抑制を大いに相殺する。これは前記反応
炉に付加された前記調節液体硫黄希釈分がほとんど全部
硫黄縮合物として最初の転炉から除去されて、前記縮合
域の前記下流接触転化を妨げない。不活性物もまた空気
からの窒素あるいは水注入からの水が欠如するに伴い減
少するため、接触条件下の前記転化はこれ以外のクラウ
ス法での考えられる転化よシも明らかに高率である。こ
れは、前記接触転炉の作業温度で形成された前記硫黄は
重合し、そして前記反応においてガスのモルの実質的減
少が起きることから考えて間違がない。し・シャテリア
（Ｌｅ　Ｃｈａｔｅｌｉｅｒ　）の法則と一致すること
であるが、減少容積反応に対する平衡転化は反応圧で増
加すべきである。一定全圧での有効反応圧が、空気作業
あるいは水注入に比較して前記不活性分圧に減少が起き
るため増加する。

従って全転化は下記第１表の通りほんのわづか減少する
ように見えるが一方温度は調節され容量の限度から解放
される。また減少した窒素流量はテイルガス流ｔをはげ
しく減少させて結果的には前記テイルガスクリーンアッ
プ装置における回収を増加させることになるであろう。

下記第１表では、（イ）パーセント濃厚硫化水素流れを
反応炉と３段階の接触転化と縮合金倉して処理するいく
つかの異った方式のクラウスプラント作業を比較してい
る。該表は阿記反応炉から受入可能温度ででてくる空気
が夏用される基本ケースであるが、終末過程流速として
確認される前記全処理容量の限度が高いことを示してい
る。第２のケースでは、Ｚｏｏ　／”−セント酸素濃縮
が行われ、その時の前記容量が前記空気使用の場合から
みて非常な増加をもたらすが、前記温度は反応炉内の耐
火煉瓦の既知限度を超過していることが示されている。

第３のケースでは、酸素濃縮と水注入とが一所になって
温度調節と若干の容量増加をもたらすことを示している
が、前記終末過程流速明細で注目される通り、前記水注
入は前記クラウス流れ装置配列における第１の凝縮器を
通過する水蒸気が残ってゆくという欠点がある。最後の
ケース（この発明）では、液体硫黄注入を用いての酸素
濃縮を示している。このケースでは水注入として前記酸
素の高濃縮ケースから同様の温度調節を示しているが、
また第１表の前記終末過程流速によって確認される最大
容量自由を示していることがわかる。

真硫黄転化量は累積方法で示されている。本貫的には、
前記反応炉からの転化は前記クラウスプロセスの第一段
階に対するものである。Ｍｌの転炉に対する転化は前記
反応炉と前記第１の転炉に対するものである。第２転炉
の転化は前記反応炉と第１の転炉および第２の転炉の合
計である。最後に、第３の転炉に対する転化は前記反応
炉と前記２処理転炉および第３の転炉の合計で、それに
より三番回転炉における真硫黄転化量が前記クラウスプ
ロセスに対する全転化を構成するよう【するのである。

それら転化量を比較することでこの発明の前記酸素濃縮
硫黄注入法がこれ以外の方式に匹敵する転化も行う一方
、同時に前記温度調節と上記確認される容量自由を示し
ていることがわかる。全転化と温度調節および容量自由
のこの組み合わせがこの発明の予期しない意外な成果と
なっている。温度調節もできその上高い全転化と容量自
由が得られることを所望するとき、一般的には生成物を
クラウスプロセスに再尋人して反応を改全しようなど考
えもしないことであろう。硫黄を前記クラウスプロセス
に付加することが該クラウスプロセス平衡を著しく抑制
することになりそのため全反応がそこなわれるようにな
ると一般に考えられている。しかし、この発明ではその
心配は全くなく、硫黄付加によって前記所望のすべての
特性が与えられるが、１基の反応炉と１またはそれ以上
の後続接触転化段階を具備する前記クラウスプロセスに
おける前記全硫黄転化を有意に抑制はしない。

第　　　　１　　　表 炉出口温度、華氏　　　　　　　　２２８２　　　　　
３５９０真硫黄転化、％　　　　　　　　　　　６９．
９　　　　　７７．０６真縮合硫黄、ポンド１時間　　
　　　８４６９　　　　　９３３０酸素必要量、ポンド
モル１時間　　　　　１９０．９　　　　　１９２．１
人口温度、華氏　　　　　　　　　　４３０　　　　　
　４３０出口温度、華氏　　　　　　　　　　５６１　
　　　　　６３８真硫黄転化、チ　　　　　　　　　　
　９２．０　　　　　９２．３０真縮合？黄、ポンド１
時間　　　　１１１３７　　　　　１１１７６２番転化
器ｌ縮合器 入口温度、華氏　　　　　　　　　　４２０　　　　　
　４２０出口温度、華氏　　　　　　　　　　４４９　
　　　　　４９６真備、黄転化、％　　　　　　　　　
　　９６　、６　　　　　９７　、３０真縮合硫黄、ポ
ンド１時間　　　　１１７００　　　　　１１７７９３
番転化器ｌ縮合器 入口温度、華氏　　　　　　　　　　４００　　　　　
　４００出口温度、華氏　　　　　　　　　　４０６　
　　　　　４２２真硫黄転化、％　　　　　　　　　　
　９８．１２　　　　９８．８２真縮合硫黄、ポンド１
時間　　　　１１８７９　　　　　１１９６４希釈分　
　　　　！素　　適用なｊ ６ｃ＋、９ｓ　　　　　　　　　５２．６１８０．２　
　　　　　　　　　１８０．７８５］　、４　　　　　
　　　　　５９０．２７３８．９　　　　　　　　　　
４１８．１８５．４８　　　　　　　　　　８３．０９
４．２９　　　　　　　　　　９４．０９７．２７　　
　　　　　　　　　９７．８３２７３．３　　　　　　
　　１８４．７　　Ｓ２として４９２３．２　　　　　
　　　１１８１９１．８０　　　　　　　　　　　　１
．０２クラウス処理に関する前記先行技術の技法に対照
されるこの発明のプロセスによってでてくる容量増加量
は下記第２表に示されている。この表では、この発明の
空気のペースにしたケース、１００／々−セント酸素濃
縮ケース、酸素と水注入ケースと前記酸素と硫黄注入ケ
ースの圧力低下を制限した作業の容量増加が示されてい
る。前記硫黄注入温度調節ケースでは、前記容量増加が
１０７．２　／ｅ　−セントを示す前記水注入温度調節
作業を上回る明白な改善が示されている。前記純粋酸素
濃縮ケースは、高い容量増加を示しているが、耐火温度
限度が十分達成されてから１００パーセント酸素濃縮が
高い硫化水素濃縮を含むフィードガスの中で起きるとい
う事実にかんがみ前記純粋酸素濃縮ケースの達成は不可
能である。第２表に与えられた前記圧力低下量は、空気
ペースのケースにとって、最大の圧力低下が前記反応炉
よりもむしろ前記接触装置の配列に現れることを示して
いる。前記水注入作業方式は圧力低下の同様な分布を示
しているのに対し、この発明の硫黄注入方式では、圧力
低下が前記装置の配列の接触部分から前記反応炉に移動
することが示されている。これは、材料の増加量が液体
傾黄注入の形で前記反応炉を通過することによるが、そ
れは最初の縮合段階でほとんど完全に縮合されているか
らで、それによって前記クラウスプロセスの前記下流接
触装置の配列が前記付加流量に出合うようなことはない
。前記異なる方式の全圧力低下葉は１平方インチ（約６
．４５平方ｔＭ）当り１１ボンＰ（約４．９９キログラ
ム）の圧力低下に等しいが、これは確認された作業方式
に左右される異なる全流量容量で行われるものであるこ
とを理解すべきである。さらに注目しなければならない
ことは、これは１絶体Ｐａ工（約６．４５絶体平方Ｃｒ
ｎ）当シ２９ポンド（約１６．１６キログラム）の前記
入口クラウスプラント圧力に基づいている。

前記クラウスプラントの１平方インチ当り（約６．４５
平方副）当り１１ポンド（約４．９９キログラム）の圧
力低下で、前記クララステイルガス装置に入る入口圧力
は１絶体Ｐ８工（約６．４５絶体平方６ｎ）当り１８ポ
ンド（約８．１６キログラム）で前記テイルガス装置を
通る１平方インチ（約６．４５平方ｃ！ｎ）当り３、＋
？ンＰ（約１．３１キログラム）の圧力低下の許容があ
る。

第２表 容量増加 容量増加、慢　圧力低下、１絶体円工当り反応炉　接触
配列 空気ペースケース　　　　　　０．０　　　　１．９　
　　９．１濃縮嘴素−再循環なし １００・６０２　　　　　１５０．５　　　　３．４　
　　７．６濃縮ｌ俊素−水注入 １００１６　０２　　　　　　６２．４　　　　２．１
　　　８．９（実施例） 以下添付図面を参照しつつ説明する。この発明の第１実
施例は第１図に示されている実施例を参照してより詳細
に記述きれよう。酸ガスフィード流を管路１０を通って
前記クラウスシステムに導入する。該フィードの温度は
華氏１００度（摂氏約３７．８度）で圧力は１絶体ｐｓ
工（約６．４５絶体平方−）当り２９．５ポンド（約１
３．３８キログラム）である。

前記酸ガス流を前記反応炉乙の前記燃焼益田に導入して
圧縮器１６から供給される管路１４中の空気と、同様に
前記下流燃焼反応のための燃焼器に導入されて管路１２
中にある酸素とを可能的に燃焼させる。

前記酸素は前記空気と混合もしくは前記反応炉域へ分離
して導入することが可能である。前記酸素は工業用の純
粋なもので前記システムに導入されることが好ましいが
その純度は所望のどんなものでもよい。必要とされる前
記全酸素濃縮によっては、前記燃焼益田に導入された空
気を一部除くか全部除くかのどちらかを選択することが
できるものと理解されている。前記酸ガスフィードの酸
素濃縮燃焼温度を調節するため、液体硫黄を管路１８に
入れて前記燃焼器に直接導入される。しかし、前記液体
硫黄を前記酸がスフイード流の中にあるいは、温度と可
燃性を検討して十分に制御できる場合は空気または酸素
どちらかの酸化体流に付加できるだろうと考えられてい
る。もちろん、先に確認したように交互に、キャリヤー
ガス中の微粒固型硫黄は前記好ましい実施例の液体硫黄
の代りに使用できる。

分子−１１−６４，１３の８２としての硫黄を考慮して
付加した量は、前記クラウスシステムに供給する濃縮酸
素のモル当り最高１．３モルの範囲内である。好ましく
は、付加液体硫黄の範囲は濃縮酸素の１モル・当り液体
硫黄の最高１．０２モルである。

前記反応体を燃焼益田で燃焼させて、前記クツウスプロ
セスの吸熱反応が起きる前記反応炉ｎの中に放出する。

詳しくは、前記燃焼器内では、硫化水素と酸素が化合し
て二酸化硫黄と水とを生じ、前記反応フィードのｉｔぼ
玉量の−は最初に燃焼し、残余玉量の二はさきに生じた
二酸化硫黄と反応して次の方程式に従って硫黄と水とに
なる：（１）　　Ｈ２Ｓ　＋　３７２０，１→Ｓ０２＋
ＨＱＯ（２）　　２Ｈ，８＋８０２−＋３７２８ｇ＋４
Ｈ２０そして次の全クラウス反応が起る： （３）　　３　Ｈ２Ｓ　＋　３　／　２０ａ→３馬０＋
３／２Ｂ。

若干の酸素もまた硫化水素の脱会合により次のように発
生させる： （４）　　　２　Ｈ２Ｂ　＝２　Ｈ＠　＋　Ｂ容（５１
Ｃｏｇ　＋　Ｈ＠　Ｓ　４：！Ｇｏ　＋　％　Ｏ＋　１
７２　Ｂ＠そこで前記反応炉排出物が間接熱交換域また
は廃熱ボイラーあを通過し、そこで前記燃焼排出物が管
路あのボイラーフィード水で冷却され、蒸気となって管
路公に入る。前記廃熱ボイラー冴の中で、前記反応排出
物は硫黄檀の１形態から８３乃至８Ｂの別形態に転化さ
せられるつ前記主要硫黄禰は次の反応式によって形成さ
れている： Ｓ８→１／３Ｂ。

８、→ｌ／４８８ 前記冷却排出物を管路（至）につながる前記廃熱ボイラ
ーからまだ高熱でしかも圧力が前記燃焼器に入るフィー
ドの圧力よりもほんのわずか低い圧力のうちＩＣ分離す
る。１ｔｌｌ記排出物をそこで第１耐合器：３２に尋人
し、そこで談排出′＄Ｊを再度熱交換して管路間に蒸気
を発生する管ｗ＆具中のボイラーフィード水に接触させ
て前記排出物を冷却する。液体硫黄を縮合して管ｗ１！
ｒあに送り出し、前記気体燃焼ｆＬ排物流を管路中に分
離する。管ｗ＆あ中の液体硫黄を全体的に分離して、そ
れを多数の縮合装置から硫黄を集める中央硫黄ピットに
出す。しかし、管路あにつながる前記縮合器３２から硫
黄の一部は直接管路１８へ再循環でき前記反応炉に注入
される。

これは図面には示されていないで、実際にはさほど好ま
しくない実施例となっている。最も好ましい実施例では
、管路１８に再循環された硫黄を前記中央硫黄ぎットか
ら回収することに々るのであるが、再び説明されていな
い。

管路４２の前記排出物流をそこで再加熱熱交換４８でプ
ロセス流に接触して再加熱する。現時点で管路（資）に
ある前記再加熱流をほぼ華氏４３０度（摂氏約２２１度
）の、そこに含まれる硫黄がさらに反応するに十分な温
度になるよう再加熱した。この流をそこで接触転炉反応
器５２に導入すると硫加水素と二酸化硫黄の付加量が反
応して硫黄（最初はＳ６およびａＳ　）と水を下記反応
式に従って発生する：（６１２Ｈｚｓ　＋　ｓｏａ→５
／６８６＋　２Ｈ２０（力　　２Ｈ２Ｓ＋５Ｏ２−＋　
３７８Ｓ８＋２１（，０現時点で管路５４にある前記反
応流を第２縮合器郭に導入し、それが再び前記排出流を
管路間中のボイラーフィード水に接触させて冷却し付加
蒸気を管路ωに発生させる。付加元素状態硫黄を管路６
２中に液状で回収し、そこでの前記接触反応で生じた硫
黄種を高分子量硫黄橋に転化しそしてそこで元素状液体
硫黄に縮合する。

管路Ｍの前記流はほぼ華氏３４８．５度（摂氏的１７５
．８度）の降温であり、それは付加接触反応に要する所
望温度を下回るものである。その結果、前記流を再加熱
熱交換器印に導入してプロセス流に接触させ加熱し、は
ぼ華氏４２０度（摂氏約２１６度）の接触クラウス反応
に要する十分な温度で管路絽中にフィード流れを生せし
める。この流を二次接触転化器７０に導入し、そこでの
硫化水素と二酸化硫黄間の同様接触反応が、さらに別の
縮合器７４に管路７２を通って入る接触排出物で起きそ
れをボイラーフィード水で冷却し管路７８に蒸気を発生
させる。液体元素状態硫黄のある量がさらに管路（資）
で除去される。

管路８２の前記排出物流を再加熱熱交換器８４でプロセ
ス流に接触させて華氏４００度（摂氏約２０４度）にさ
らに再加熱して、管路８６に接触り２ウス反応に要する
十分な高温で蒸気を発生させる。この蒸気を第３で最終
接触反応器部に導入し、前記残余硫化水素と二酸化硫黄
を実質的〈反応させて管路頭で除去する硫黄種を生産す
る。前記流を縮合器蛇に導入して管路９４で入ってくる
ボイラーフィード水で冷却し蒸気を発生させて管路％に
出す。さらに元素状態硫黄を液状で管路９８に除去する
一方、主として窒素、二酸化炭素、酸素および残留硫化
水素と硫黄化合物から成る最終排出物を管ｌａｄ　１０
０で回収する。

管路１００の前記流をテイルガスをコアレッサーに導入
し、そこで硫黄ミストをさらに管路１０４　Ｋ回収する
。管路１０６の残留流はテイルガスクリーンアップ装置
１０９に管路１０７を介して送るか、あるいは弁１１３
を開けて焼却炉１１４に直接送ることができる。前記流
１０６の流を前記テイルガスクリーンアップ装ｆｌ　１
０９に送る場合、該流を硫黄分離のためさらに処理する
ことができ、その結果発生して管路１１１に出てくる流
出物は前記システムの前端へ酸ガスフィードとして管路
１０に再循環できる。前記クリーンアップ不活性ガス流
をそこで管路１１５を経由して焼却炉に循環し大気に排
出できる。前記焼却炉１１４を空気１０８と天然ガスの
ような燃料を管路１１０経由で燃焼器１１２に供給し作
動させて、テイルガス装置から出るか、あるいは前記コ
アレッサー１０２から出るかいづれにしてもどんなわず
かな量の残留硫黄をも燃焼させる。結果として管路１１
６に出てぐる流は環境的に問題はなく大気中に排出でき
る。

上記実施例は、酸素濃縮と液体硫黄再循環とを組み込む
この発明の模範的なものであり次の諸性を提供する：（
１）酸素濃縮濃度の拡大された自由度、（２）クラウス
プラントの処理量の増加、（３）液体硫黄注入前と同容
量が利用てれるときクラウスプラント全部にわたって全
圧力低下の減少、（４）前記テイルガス処理装置に至る
前記排出物流量の減量、（５）前記フィーＰガス流から
の等量あるいはほぼ等量の硫黄回収、（６）前記下流接
触域で調整されたり２ウス平衡反応に与える硫黄付加に
よる管理可能負効果、（７）液体硫黄を前記クラウスプ
ラント装置での最初の機会で容易に縮合し切る希釈水の
分離以上に改善され容易になった反応炉の反応炉下流に
流れる希釈分の分離、および（８）前記液体硫黄の大き
い熟成収容ｔＫかんがみ、他の不活性物を温度調節のた
め使用する時間以上に増加した前記反応炉に滞留する時
間。

第２および第３図に示された第１図の前記反応炉の代替
例を参照して、この発明の前記クラウスプロセスの代替
硫黄調節についてはこれから説明される。この発明の先
の実施例は増量した酸素を必要として、以下さらに詳述
するように硫化水素の固有反応を利用することはできな
い（上記反応（４）と（５）参照）。

熱力学平衡に前記反応炉内あるいは、わづかな量の二硫
化炭素を除き本質的に全種の燃焼域排出物中で接近する
ことは周仰である。平衡状態で、先に列挙したように、
硫化水素を酸素を使用しないで硫黄に転化する下記に述
べる重要な可逆吸熱反応もまた平衡に達する： （４）　　Ｈ＠５＝ａｌＩ＋　ｌ／２５ｓ（５１Ｃｏ、
＋ＨＩＩＳａＣＯ＋Ｈ２０＋１７２８２上述したように
、これら吸熱反応（４）および（５）は酸素を使用しな
いで硫黄を直接生産させる。

これらが起きる＠曲まで、反応（４）および（５）は反
応（１）および（３）に要する酸素の必要量を減少させ
る。

加えて、これらは前記吸熱酸素反応を減少させ、その上
それ自身吸熱性があるので、酸素投入量を前記燃焼域排
出物中の硫化水素対二酸化硫黄の比を２対１に設定する
時前記反応炉温度を下げさせる。前記発熱反応熱をこの
吸熱反応に利用すると、６０／Ｑ−セント以上の硫化水
素を含む濃厚フィードが前記クラウスプロセスで処理さ
れる時、前記反応炉の燃焼域内の全温度は華氏数百度も
下がる。

この冷却は、酸素濃縮空気フィードを最高１００ノ々−
セント酸素利用にまで上げた時でも、クラウスプラント
における典型的ライニングの耐火温度限度の華氏２８０
０度（摂氏約１５３８度）以下に燃焼域温度を維持する
に十分である。＃！、素濃縮が上り燃焼域温度も上昇す
るに従い、これらの吸熱反応が盛んになり、それらの吸
熱性は、硫化水素の酸素との吸熱反応によって起こされ
た温度上昇を調節しブレーキをかけるに役立つ。

前記燃焼域内で、完全熱力学平衡に到達する尾先立って
、反応（２）、（３）および（５）に関連して反応（１
）および（４）の相対的に高い反応率のため、硫化水素
が熱解離した範囲は前記後平衡域におけるものより大き
くなるであろう。それ故に、前記反応（２）および（３
）は前記反応（１）および（４）はど速くない故、有意
の程度に進める機会ができてから前記反応混合物を焼入
すると酸素発生をさらに高めしかも酸素消費を減少させ
るであろう。

これ以外のクラウスプロセスは硫化水素から硫黄を生産
するこれら吸熱反応を利用しない。これは、これらの反
応が、前記伝統的クラウスプロセスプラントの反応炉廃
熱ボイラー内の前記燃焼域排出物の通常冷却中有意の程
度に保留されるからである。その結果、反応（４）およ
び（５）の反転で変成した前記硫化水素は、前記硫化水
素対二酸化硫黄比を前記所望比２対１を上回る比率に上
昇させる。

硫化水素のこの再結合に要する前述補正は前記反応炉の
燃焼域へのオキシダントガス投入を増量し前記２対ｌ比
を上回る反応（１）から形成された二酸化硫黄橿を増加
させて、前記クラウスプラントの廃熱ボイラー内での相
対的緩慢冷却中起きる燃焼と変成の後、前°記２対１比
率は前記部分的反転反応（４）および（５）の効果が出
た後下流で効を奏する。

前記増量オキシダントガス投入は、高酸素含有酸素濃縮
空気を増加クラウスプロセス容量を得るために使用する
時前記反応炉内に使う材料の耐火２イニング限度を超過
するような温度に前記反応炉内の燃焼域温度を上昇させ
た。

反応（４）および（５）の凍結は硫化水素フィードで操
作するｒＲ索生産プロセスに利用され、そこでは高″１ 能率間接熱交換が利用されるか、あるいは下流反応ずみ
ガスまたは外部蒸気を直接前記反応炉域排出ガスへの注
入が利用されてこのような反応の凍結を行う。商業的見
地からすれば、反応（４）および（５）を凍結するに必
要な迅速かつ深い焼入冷却を行う高能率熱交換器の製作
と利用は笑用的ではない。

この発明のこれにかわる実施例は好ましくは液体硫黄を
便用して前記反応炉ガス流を反応（４）と（５）を凍結
するに十分な低温に迅速に焼入してこれらの反応の反転
が起す熱の放出を避けまたこのような反応によって発生
する硫黄を保存する一方、前記クラウスプロセスにおけ
る接触転化に必要な前記所望２対１の硫化水素対二酸化
硫黄比率を変えるであろう硫化水素種の増加を避けてい
る。その代り、気化硫黄は前記硫黄急冷として利用でき
る。

液体硫黄を前記燃焼域の下流と前記廃熱ボイラー上流の
前記反応炉に注入して前記反応炉排出物を好ましくは華
氏はぼ１０００乃至１７００度（摂氏約５３８乃至９２
７度）の範囲に、好ましくは華氏１４００度（摂氏約７
６０度）になるよう焼入して前記反応（４）および（５
）を凍結する結果は色々の利点をもたらす。酸素を利用
しないで少くとも一部分硫化水素から硫黄を生産するこ
とで、右辺に置き換えて釣合った状態にあるこれら可逆
反応の保存は反応（１）で必要な酸素量を減少させる。

それはまた前記下流接触クラウス反応器の必要条件を減
少させる。

意外なことには、前記液体硫黄の注入をするとまた前記
プロセス作業をしても前記反応炉内詳しくは反応炉域内
の高温発生を所定量の硫化水素の地理に必要な酸素の減
量によって防止できるようになる。この発明の前記択一
実施例は、前記反応炉に供給される酸素を減量させそれ
によって低燃焼温度を維持させることにより潜在高温条
件の環境の発生を防止する。加えて、釣合った状態にあ
るこれら吸熱反応を前記反応式の右辺に凍結してしまう
ことで前記反応を逆にさせる発熱の発生を付加的に防止
できる。

先に指摘したように、前記反応炉ガス流を完全熱力学平
衡が達成されてから焼入する場合にさらに好ましい結果
が得られる。それは高速で行われる前記反応（４）を前
記活性反応域内で焼入することにより有利に活用するこ
とができ、該域内では硫化水素の解離は、それが極限に
達するまで、また前記反応（４）が逆になり始める前ま
で起きた。

前記反応炉の燃焼すなわち火炎の下流と、クラウスプロ
セスの前記廃熱ボイラーの上流での液体硫黄の付加は前
記下流接触クラウス反応装置配列における前記速度圧低
下あるいは平衡硫黄転化束縛を増大させない。その理由
は前記注入硫黄は、硫黄が分離される前記第１縮合段階
での縮合により前記プｉセス流から容易に直ちに分離さ
れるからである。これは縮合によって容易に分離されな
い反応ずみガスまたは外部蒸気のような他の希釈分を利
用するのと対照的である。液体硫黄を前記反応炉の燃焼
すなわち火炎の下流または前記廃熱ボイラーの上流に付
加することでその効果を、この発明の第１実施例におい
てと同様に前記反応炉そのものの火炎域への予想希釈分
として液体硫黄を付加することによる効果と異なるもの
にする。

液体硫黄を前記反応炉の前記火炎域に、詳しくは前記反
応炉の燃焼器を介して付加するとき、前記液体硫黄は前
記酸素供給燃焼で発生する高温を下げる希釈分として作
用する。それは前記廃熱ボイラーで冷却中所望されない
可逆反応を妨げるようなことは何もしない。この実施例
においては、液体硫黄を前記反応炉の燃焼すなわち火炎
域あるいは該火炎の燃焼器を介して付加しないが、むし
ろ前記反応炉と廃熱ボイラ間の穴口における前記反応炉
火炎域の下流に導入するが、そこには前記燃焼の生成物
だけを液体硫黄に接触させ少くとも前記可逆反応の反応
生成物を凍結し、硫化水素の分解蒸留法または脱会合か
ら生産された硫黄の前記転化生成物を保存する。この方
法で、前記液体硫黄を特定の位置で付加することは考え
もので、それは単に液体硫黄を温度調節剤として付加す
ることではないからである。それ故に、前記反応炉の火
炎域に前記燃焼器を介して液体硫黄を付加することと対
照的に前記燃焼域と廃熱ボイラーの間に液体硫黄を慎重
に付加することで実質的に異なる成果と効果とが達成で
きる。この相違は硫化水素を硫黄に転化するに要する前
記反応炉に供給する酸素の外部必要条件に最も著しくあ
られれる。液体硫黄を前記反応炉の火炎域に温度調節剤
として付加するとき、酸素必要条件は高いまま残り、反
応（４）および（５）が液体硫黄注入クラウスプロセス
のようなものから下流に起きる時、予想される硫黄と水
素とが再化合して硫化水素になることと一酸化炭素、水
および硫黄とが再化合して二酸化炭素と硫化水素になる
こととを＃ｊｂ合わせるため硫化水素を追加して二酸化
硫黄に転化させるようにする。酸素要求量はこの発明の
この択、一実施例に詳述されているように、前記反応炉
の燃焼域と廃熱ボイラー間の火炎域の下流に液体硫黄を
付加することによって有意に低められるであろう。それ
故に、反応炉の前記燃焼域と前記反応炉下流の廃熱ボイ
ラー間のクラウスプロセスに液体硫黄を導入すると酸素
消費の削減、成シ行き燃焼域温度の降下および前記下流
接触クラウス反応装置配列における速度束縛の自由とい
う利点がある。

（発明の効果） この発明の前記択一実施例の前記諸利点は７５ノ９−セ
ント硫化水素クラウスプラントフィードに与える発明の
効果を示すコンピューターでシミュレートした実例を参
照して詳述される。

！３表 圧力、ＰＢ工Ａ　　　　　　　　　　　　　　２５　　
　　　　　２５温度、華氏　　　　　　　　　　　　１
２０　　　　　　２００蒸発密度、ポンドｌ立方フィー
）　　　　　　　０．１４　　　　　　　０．１１平均
モル重１１　　　　　　　　　　　　３５．３１　　　
　　３２．００流速モル１時間 硫化水素　　　　　　　　　７４．５８蒸　　　気　　
　　　　　　　　　　　　　５．００−酸化炭素　　　
　　　　　　　　　　２０．２２メ　　タ　　ン　　　
　　　　　　　　　　　　　　　　　　０．１２　　　
　　　　　−−ヘプタ７　　　　　　　　０．０８　　
　　−窒　　　素　　　　　　　　　　　　　　　０．
０１酸　　　素　　　　　　　　　　　　　　　　　　
　　　　　　３６．６９二酸化硫黄　　　　　　　　　
　　　−８２＝ Ｂ６　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　
−−　　　　　　　　　　　＋＋Ｓフ　　　　　　　　
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　
　　−−Ｓ８−一　　　　　　　　　　軸 水　　　素　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　
　　　　−ｍ−酸化炭素 硫化カルボニル 全流量　モル１時間　　　　　　　　１００．０１　　
　　　３６．６９ボン？７時間　　　　　　　　３５３
］、１０　　　　１１７４．０４１分当シ実際立方フィ
ート　　　　　　　　　４１４．７］　　　　　　　１
７３．１４反応炉排出物　　　−火力ットオフ　　　二
次カットオフ０．０２　　　　　　　０．０３　　　　
　　　０．０４３２．９０　　　　　　３４．７８　　
　　　　　３５．１４６．７５　　　　　　１５．６６
　　　　　　　１８．３９５７．２４　　　　　　６１
．１０　　　　　　　６］、１０９．２９　　　　　　
１Ｒ，４７１８，４７０，０１０，０１０，０１ １５，７１９，１９９，１９ ２５，９７２４，７８２３，４０ −−０，００６ −−　　　　　　　　　　　　＞０．０１１６．４４　
　　　　　　３．６７　　　　　　　０．９４１１．４
２　　　　　　　２．２４　　　　　　　２．２４０．
１７　　　　　　　０．１７　　　　　　　０．１７１
４３．００　　　　　　１３５．２９　　　　　　１３
３．９１４７０５．０８　　　　　４７０５．０８　　
　　　４７０５．０８３５５８．４２　　　　　２３８
０．３８　　　　　１９７２．９６第４表 圧力、Ｐ［Ａ　　　　　　　　２５　　　　　２５　　
　　　　２５温度、華氏　　　　　　１２０　　　　２
００　　　　２５１１平均モル重黄　　　　　　３５．
３］　　　　３２．００　　　　３２．８３流速、モル
１時間 硫化水素　　　　７４．５８　　　　　　　　１３．１
５蒸　　　気　　　　　　　！’ｉ、ｏｏ−５５．６８
二酸化炭素　　　　　　２０．２２　　　−−　　　　
　　１２．３６メ　　タ　　ン　　　　　　　　　　　
０．１２　　　　　−−ヘプタン　　　　　０．０８ ｇａ　　　素　　　　　（’）、０１　　　　　　　　
　Ｑ、０１酸　　　素　　　　　　　　　　　　　　　
２８．４９二酸化炭素　　　　　　　　　　　　　　　
　　　　　　６．７５Ｓ、　　　　　　　　　　　　　
　　　　　　　　　　　　２７．１８水　　　素　　　
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　１１．６
０−酸化炭素　　　　　　　　　　　　　　　　　　　
　　８．２０硫化カルボニル　　　　　　　　　　　　
　　　　　　　　　　　　０・３２＝価化炭素　　　　
　　　　　　　　　　　　　　　　　０．００２全流ノ
゛、モル／時間　　　１００．０１　　　２８．４９　
　　１３５．１７ポンド１時間　　３５３］、１０　　
９］］、５１　　　４４３７．５４第３表はＺｏｏ　、
ｅ−セント酸素を用いたクジウスロセスの前記伝統的作
業を示しているが、そこでは相対的に緩慢な反応（２）
および（５）が華氏２０００度を摂氏約１０９３度）で
−次カットオフ凍結温度に釣り。前記急速反応（４）は
華氏１６００度（摂氏約８７１度）の二次平衡カットオ
フ凍結温度に反転する。

先に参照したリースとライアンによる論文は前記クラウ
スプロセスのコンピューターシミュレーションにおける
一次および二次カットオフ温度の使用を記述している。

前記廃熱ボイラーに入る前記排出物を前記下流接触クラ
ウス転化域での反応（２）による硫黄の十分な回収に要
する前記廃熱ボイラー排出物中の硫化水素対二酸化硫黄
比率の２対ｌが達成できるよう制御すると、前記反応炉
の燃焼域における酸素要求量は硫化水素フィードの１モ
ル当り０．４９モルである。前記反応炉温度は華氏３０
１９度（摂氏約１６５９度）になろう。それは現在へ技
術水準で得られる耐火ライニングの典型的温束縛にとっ
ては受入れ切れないほどの高温であ。前記硫化水素の３
７／ｅ−セントを、第３表の前記酸素と一酸化炭素メー
クにより示されているように反応（４）および（５）に
基づき前記反応炉で反応させ硫黄にしている間、これら
の反応による前記硫化水素転化のうち４．３パーセント
だけを、このような冷却に要する主要時間で前記廃熱ボ
イラー内で主要冷却をしながら反応反転をした後保留す
る。

前記硫黄回収は前記反応炉に導入された前記硫黄のωパ
ーセントである。前記反応炉排出物流の調査では前記下
流接触クラウス転化域での高転化に必要であるので前記
廃熱ボイラーの下流端での前記２対ｌの硫化水素対二酸
化硫黄比率を達成するには、前記反応炉内での硫化水素
対二酸化硫黄比率が０．４３でなければならないことを
示している。

理解しておかなければならないことは代表的−次および
二次カットオフ温度が、前記クラヮス廃熱ボイラーの伝
熱と熱速度およびガス滞留時間特徴に左右されてこの実
例の前記華氏２０００度（摂氏約１０９３度）と華氏１
６００度（摂氏約８７１度）から変動することである。

さらにＦｍすべきことは最初の接触クラウス転化器段階
下流では相対的高温で作動しまた少量の硫化カルボニル
を硫化水素に加水分解するため特別の触媒を使用できる
。これは前記Ｈ２Ｓ対Ｓ０２の比率を２対１以上にあけ
るが、有効な硫黄転化に必要な下流接触クラウス転化器
中での前記２対ｌ比率を回復するため前記酸素流にわず
かな調整を必要とする。

第４表はこの発明を操作する前記好ましい液体硫黄焼入
・凍結方式を示しているが、そこでの液体硫黄を注入し
て本質的に即座にほぼ華氏１４００度（摂氏約７６０度
）まで前記反応炉燃焼域排出物を焼入する（そこでの反
応（２）、（４）および（５）の可逆反応比率はごく小
さいものである）。前記廃熱ボイラー排出物はかシでな
く前記燃焼域排出物の双方を硫化水素対二醒化硫黄比を
再び２対！で用いると、前記硫化水素の２６．５／Ｑ−
セントが反応（４）および（５）により前記水素と一酸
化炭素メークによシ示されているように反応して硫黄に
なる。この転化を凍結して前記焼入液体硫黄付加を利用
して下流接触転化のため保留する。反応（１）に従って
硫化水素の二酸化硫黄への転化を達成するため前記燃焼
域に対する＃ｌＸの要求量を結果として硫化水素フィー
ドの１モルａｌ）０．３８モルに減量しまた前記反応炉
内の前記燃焼域温度を許容温度華氏２５１１度（摂氏約
１３７７度）に下げる。前記可逆反応（４）および（５
）全凍結して、前記流出ガスの前記増加酸素と一酸化炭
素の含有物を前記クラウスプロセス内の前記下流で減少
するガス必要条件に利用されるであろう。この発明のこ
の操作方式では硫黄を前記燃焼域と前記廃熱ボイラーに
関連する前記反応炉段階のため７３／々−セントに増加
する。この増加転化は前記下流装置配列の前記接触クラ
ウス転化器段階での荷重を減らして結果として全硫黄回
収を教書しまた放出を減らすことになる。

この発明の前記択一的実施例は第１図とはただ前記反工
６炉域の点だけを異にする第２図を参照しながらずつと
詳しく記述されるであろう。前記図面は酸素濃縮クラウ
ス燃焼プロセスを示すが、そｒＬは酸系生成物を外部用
には生産しないが、形成された酸メ９は前記クラウスプ
ロセスの前記ティルガスクリーンアップ装置の内部で使
用できる。ω、ｅ−セントまたはそれ以上の硫化水素官
有の硫化水素濃厚フィードを管路２１０を通して反応炉
２２２へ導入する。前記反応炉を耐火煉瓦２２３で裏打
ちする。空気をブロワ−２１４で管路２１２に導入でき
る。好ましくは、工業用純粋酸素を管路２１６に導入し
て前記反応炉２２２で起きる前記燃焼に酸素濃縮する。

前記酸素２１６は空気°と混合してもよいが、さもなけ
れば別々に前記燃焼器に付加できる。前記燃焼ガス２１
８の全酸素含量は酸素で２１乃至最高１００／”−セン
トと変動し得る。管路２１０の前記フィードガスおよび
管路２１８の燃焼ガスを燃焼器２２０に４入することに
より前記硫化水素を燃焼させ、反応（１）と（２）を経
由し、また同様に反応（４）と（５）による分解を経て
転化させる。前記燃焼または火炎域２０４内の温度は華
氏１８００乃至２７００度（摂氏約９８２乃至１４８２
度）の範囲である。前記酸素を空気か、酸素濃縮空気あ
るいは工業用純粋酸素の形で付加して硫化水素対酸素量
比を１．９対１乃至２．９対ｌの範囲になるようにする
。前記硫化水素の燃焼と前記クラウス反応による転化は
結果として硫化水素対二酸化ｖＬ＊比を１．９５対ｌ乃
至２．０５対１の範囲の燃焼域排出物にする。この燃焼
域排出物はそこでセラミックベンチュリを突き通ったあ
と前記排出物を噴極口２２６に導入した液体硫黄と混合
して前記燃焼または火炎域２２４の下流でまた前記廃熱
ボイラー２３４の上流で前記反応炉域排出物を華氏ｔ　
ｏｏｏ乃至１７００度（摂氏約５３８乃至９２７度）の
範囲になるよう冷却しさらに瞬間焼入する。前記燃焼域
排出物と分散方法で吸熱的に混合し混ぜ合わしそして蒸
発する噴彰として前記液体硫黄ｔ−直接導入して前記排
出物を焼入して前記可逆反応（２）、（４）および（５
）を凍結する。この焼入は前記硫化水素の改質を抑制す
るとともに、前記反応炉排出物が廃熱ボイラー２３４の
入口に入るに従い該排出物の前記硫化水素対二酸化硫黄
比を維持する。前記焼入排出物を廃熱ボイラー２３４内
で管路２４６を通って導入し、そのあと蒸気として管路
２４８で分離される冷却流体に接触して間接熱父換によ
シさら（冷却する。

前記反応炉域排出物は、焼入冷却の後管路２３０のより
な前記−次熱交換管を通過して前記廃熱ボイラー２３４
内で一次冷却されてプレナム２３２に入シそこで前記部
分的に冷却された排出物ガスをそれから可逆方法で二次
熱交換管２３６と２３８を戻る形で通って輪状収集域２
４０に向ける。前記冷却反応炉域排出物と管路２４２の
蒸発注入硫黄をそこで、この発明の第１実施例の記述と
第１図で示されたように最初の硫黄縮合器と下流り２ウ
ス接触反応装置配列に分離する。

前記硫黄焼入を好ましくは液相として提供しているが、
との硫黄焼入をその沸点の華氏８３２度（９１，既約４
４４度）を越える温度で蒸発させることができるが、そ
れは、華氏１４００度（摂氏約７６０度）に焼入する時
焼入速度を約鉛パーセント増加させると焼入するにはさ
らに効果がある。硫黄蒸気が焼入に使用される場合、前
記注入システムは第２図のものと同様なものになると思
われるが、該注入を冷却する必要はないとしても適切な
材料が要求されるだろう。要するに、流体硫黄はそれが
液体であれ蒸気であれ、焼入には使用が可能である。

第３図は第２図の前記硫黄焼入付加の別の方法を示す。

硫化水素フィード３１０と圧縮器３１４で酸素３１６を
圧縮して結合ｆｉ　３１８として供給する空気とを反応
炉３２２の燃焼器３２０に供給する。前記燃焼すなわち
火炎域３２４を耐火煉瓦ライニング３２３でおおう。前
記焼入硫黄を複数の硫黄ノズル３２５を通して供給する
が、そのノズルは放熱シールドの向こうにある燃焼すな
わち反応排出物に硫黄を投与する。前記焼入ガスはそこ
でベンチュリ３３８゜通路３３０を含む廃熱ボイラー３
３４．プレナム３３２、連通路３３６と３３８および第
１図に示された下流処理に至る管路３４２に入るに先立
って備わる収集域３４０を通過する。前記排出物を管路
３４６に入るボイラーフィード水に接触させて冷却する
が、該ボイラーフィード水は温度が上昇して前記ボイラ
ー３３４を通シ管路３４８に入る。

この択一実施例は第２および第３図に示された好ましい
作業方式ばかりでなく特定コンビューターシュミレート
実例に関して示された。しかしこの択一実施例は諸条件
の限度以上に操作できる。

例えば、処理された硫化水素フィード流は典型的例とし
て６０／々−セント以上の硫化水素になると思われるが
、多分ω乃至１００モルパーセントのＷ化水素、好まし
くＦｉ（資）乃至９０／ｅ−セントの硫化水素であるこ
と。前記燃焼ガスの酸素の言置は典型的例として２１モ
ルノーセント以上であるが、好ましくハ３２乃至１００
モル、ｅ−セントであること。前記焼入工程を行うため
利用される前記液体硫黄を反応炉排出物の１ポンドモル
当り１２乃至３０ポンドの範囲で付加するが、好ましく
は反応炉排出物の１ポンドモル当り１１　雌１７ポンド
で付加すること。前記酸Ｘを好ましい硫化水素対二酸化
硫黄比を維持できる量と方法で付加するが、それは前記
クラウス反応にとって硫化水素から硫黄を生成するため
には有益なことで、そこでは前記硫化水素対二酸化硫黄
比が１．９５乃至２．０５対１の範囲であるが、最適に
は２対ｌの比である。これは結果として燃焼すなわち火
炎域温度が華氏１８００乃至２７００度（摂氏約９８２
乃至１４８２度）、好ましくはほぼ華氏２４００度（摂
氏約１３１６度）になる。前記液体硫黄付加を上記列挙
範囲で行ったとき、結果として前記燃焼域排出物焼入温
度が華氏ｔｏｏｏ乃至１７００度（摂氏約５３８乃至９
２７度）の範囲、好ましくは華氏１４００度（摂氏約７
６０度）になる。

第１図の第１実施例と第２および第３図の択一実施例が
９０パーセントまたはそれ以上に濃縮された硫化水素を
用いて別個に記述されたが、焼入媒質を前記反応排出物
に付加するばかシでなく調節剤を直接燃焼域すなわち火
炎域に付加することもまた有利である。典型的な例とし
て、液体硫黄を第２および第３図の通り付加するが再循
環ガス、水または硫黄を第１図通り付加し得る。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明を使用するクラウスプラントの酸素濃
縮と硫黄注入実施例の略図、第２図はこの発明の択一的
実施例で第１図の反応炉と廃熱ボイラーを別の形式で示
した部分略図、第３図は第２図の択一実施例を示す図で
ある。 １０・・・管路、１２・・・管路、１４・・・管路、１
６・・・圧縮器。 １８・・・管路、加・・・燃焼器、ｎ・・・反応炉、冴
・・・廃熱ボイラー、２６・・・管路、四・・・管路、
（至）・・・管路、３２・・・第１縮合器、あ・・・管
°路、Ｉ・・・管路、詔・・・管路、４２・・・管路、
４８・・・再加熱熱交換器、（資）・・・管路％５２・
・・接触転炉反応器、ヌ・・・管路、聞・・・第２縮合
器、郭・・・管路、ω・・・管路、６２・・・管路、Ｂ
・・・管路、６・・・再加熱熱又換器、６８・・・管路
、７０・・・第２接触転炉、７２・・・管路、７４・・
・縮合器、７６・・・ボイラーフィード水、７８・・・
管路、（資）・・・管路、８２・・・管路、８４・・・
再加熱熱交換器、８６・・・管路、８８・・・第３最終
接触反応器、９０・・・管路、９２・・・縮合器、９４
・・・管路、％・・・管路、郭・・・管路、１００・・
・管路、１０２・・・テイルガスコアレッサー、１０４
・・・管路、　１０６・・・管路、１０７・・・管路、
１０８・・・空気、１０９・・・テイルガスクリーンア
ップ装置、１１Ｏ・・・管路、１１１・・・管路、１１
２・・・燃焼器、１１３・・・弁。 １１４・・・焼却炉、１１５・・・管路、１１６・・・
管路、２１０・・・管路、２１２・・・管路、２１４・
・・ブロアー、２１６・・・燃焼器、２１８・・・燃焼
ガス、２２０・・・燃焼器、２２２・・・反応炉、２２
３・・・耐火煉瓦、２２４・・・火炎域、２２６・・・
噴霧口、２２８・・・セラミックベンチュリ、２３０・
・・熱交換管、２３０・・・プレナム、２３４・・・廃
熱ボイラー、２３６・・・熱交換管、２３８・・・熱交
換管、２４０・・・輪状収集器、２４２・・・管路、２
４６・・・管路、２４８・・・管路、３１０・・・硫化
水素フィード、３１２・・・空気、３１４・・・圧縮器
、３１６・・・酸素、３１８・・・結合流、３２０・・
・燃焼器、３２２・・・反応炉、３２３・・・耐火煉瓦
２イニング、３２４・・・火炎域、３２５・・・硫黄ノ
ズル、３２６・・・放熱シールド、３２８・・・ペンチ
ュｌｊ、３３０・・・通路、３３２・・・プレナム、３
３４・・・廃熱ボイラー、３３６・・・逆通路、３３８
・・・逆通路、３４０・・・収集域、３４２・・・管路
、３４６・・・管路、３４８・・・管路。 判許出願人　　エアー、プロダクツ、アンド、ケミカル
ス。 インコーポレーテツド

Claims (13)

【特許請求の範囲】
1. （１）ガス流を１つのクラウス反応炉域内で酸素濃縮ガ
   スを用いて部分的に燃焼させ、でてくる燃焼排出物を１
   つの縮合域内で硫黄の付帯縮合分離物に接触させて冷却
   し、その残余排出物をさらに処理して、硫化水素を６０
   モルパーセントまたはそれ以上含有するフイードガスか
   ら硫黄を回収する方法において、液体硫黄の温度調節流
   を反応域内に導入してその酸素濃縮反応炉域の温度を調
   節することから成るフイードガス流から硫黄を回収する
   方法。
2. （２）前記液体硫黄を前記燃焼すなわち火炎域の下流と
   その廃熱ボイラーの上流の前記反応炉域に前記反応炉排
   出物を焼入れするように付加することを特徴とする特許
   請求の範囲第１項記載のフイードガス流から硫黄を回収
   する方法。
3. （３）前記酸素濃縮ガスの酸素含量が３２乃至１００モ
   ルパーセントであることを特徴とする特許請求の範囲第
   １項記載のフイードガス流から硫黄を回収する方法。
4. （４）前記注入液体硫黄が濃縮酸素の１モル当り硫黄の
   最高１．３モルを構成することを特徴とする特許請求の
   範囲第１項記載のフイードガス流から硫黄を回収する方
   法。
5. （５）前記注入液体硫黄が濃縮酸素の１モル当り硫黄の
   ０．８乃至１．３モルの範囲であることを特徴とする特
   許請求の範囲第１項記載のフイードガス流から硫黄を回
   収する方法。
6. （６）前記反応炉域温度が華氏２４００乃至２８００度
   （摂氏約１３１６乃至１５３８度）の範囲であることを
   特徴とする特許請求の範囲第１項記載のフイードガス流
   から硫黄を回収する方法。
7. （７）（ａ）前記硫化水素フイードガスを酸素濃縮ガス
   を用いて反応炉域で燃焼させ、そこでの前記硫化水素対
   酸素比が１．９対１乃至２．９対１の範囲でありまた前
   記反応炉域温度が華氏１８００乃至２７００度（摂氏約
   ９８２乃至１４８２度）の範囲であつて反応炉排出物を
   １．９５対１乃至２．０５対１の範囲の硫化水素対二酸
   化硫黄比を用いて発生させる工程と、（ｂ）前記反応排
   出物を急速直接焼入れして前記排出物を華氏１０００乃
   至１７００度（摂氏約５３７乃至９２７度）になるよう
   冷却して硫化水素の改質を抑制し、しかも液体硫黄流を
   １基の廃熱ボイラーの入口で前記排出物に導入してこの
   燃焼物の硫化水素対二酸化硫黄比を維持する工程と、 （ｃ）前記反応炉排出物を冷却流体に接触させて間接熱
   交換して一基の廃熱ボイラー内の前記反応炉排出物の温
   度をさらに下げる工程と、（ｄ）液体硫黄を縮合し、前
   記反応炉排出物を冷却流体に接触させてこの硫黄の縮合
   温度までさらに冷却することにより前記硫黄を前記反応
   炉排出物から第１縮合域に回収する工程と、 （ｅ）前記残余反応炉排出物を別の処理を通して硫黄を
   回収する工程から成り、 酸素濃縮クラウス燃焼転化において最低６０パーセント
   の硫化水素を含有するフイードガス流から硫黄を回収す
   る方法。
8. （８）前記フイード流の前記硫化水素含量が６０乃至１
   ００モルパーセントの範囲であることを特徴とする特許
   請求の範囲第７項記載のフイードガス流から硫黄を回収
   する方法。
9. （９）前記硫化水素対酸素比がほぼ２．５対１であるこ
   とを特徴とする特許請求の範囲第７項記載のフイードガ
   ス流から硫黄を回収する方法。
10. （１０）前記硫化水素対二酸化硫黄比が２であることを
    特徴とする特許請求の範囲第７項記載のフイードガス流
    から硫黄を回収する方法。
11. （１１）前記燃焼域の温度がほぼ華氏２４００度（摂氏
    約１３１６度）であることを特徴とする特許請求の範囲
    第７項記載のフイードガス流から硫黄を回収する方法。
12. （１２）前記焼入れ燃焼域排出物の温度がほぼ華氏１４
    ００度（摂氏約７６０度）であることを特徴とする特許
    請求の範囲第７項記載のフイードガス流から硫黄を回収
    する方法。
13. （１３）前記液体硫黄を排出物の１ポンドモル当りほぼ
    １７ポンドの前記燃焼排出物に対する比で付加すること
    を特徴とする特許請求の範囲第７項記載のフイードガス
    流から硫黄を回収する方法。