甄璞杰，韓 東，吳易飛，何緯峰，蒲文灝，岳 晨

(南京航空航天大學(xué) 能源與動力學(xué)院，江蘇省航空動力系統(tǒng)重點實驗室，江蘇 南京 210016)

精餾是分離過程中最常用而有效的方法，它以熱能的消耗換取石油化工產(chǎn)品的分離提純，由于過程的不可逆性很大，熱力學(xué)效率很低，因此能耗很高［1］。大多數(shù)精餾過程采用蒸汽來加熱塔釜液，同時，塔頂蒸汽的冷凝熱通常被冷卻水帶走而造成熱量損失。目前已提出多種節(jié)能方法，如熱泵精餾、熱偶精餾、多效精餾等。

Yasuki Kansha 在2009 年提出一種“自回?zé)帷崩碚摚?］。為實現(xiàn)工藝過程熱量最大程度的回收利用，用壓縮機等設(shè)備將低溫?zé)嵩吹哪芰科焚|(zhì)提高來提供整個系統(tǒng)所需的熱量，而不需要額外的熱源。由于低溫?zé)嵩茨芗壿^低，而升級利用后輸出的升級熱(或功)的能級有顯著提高，因此， 的回收利用率要比按能量數(shù)量計算的高，故需采用能量、 分析對系統(tǒng)進行評估。文獻［3］將自回?zé)崂碚撨\用到原油精餾中，大幅降低整個生產(chǎn)過程的能耗;文獻［4］用自回?zé)崂碚摳倪M傳統(tǒng)的精餾過程，提出了兩種方案—塔頂雙壓縮機并聯(lián)式和塔頂單壓縮機式，并對這兩個系統(tǒng)及傳統(tǒng)系統(tǒng)進行了能耗、 對比。

自回?zé)崂碚摽蓱?yīng)用于精餾、干燥等領(lǐng)域的節(jié)能問題中［5］，但目前國內(nèi)外相關(guān)研究甚少，并且已進行的研究也都側(cè)重于比較改進前后供入系統(tǒng)的能量和［3－4，6－7］，而供入能、 在系統(tǒng)運行中如何分配，

損主要集中的環(huán)節(jié)及設(shè)備，系統(tǒng)優(yōu)化依據(jù)，這些問題幾乎沒有涉及。故本文以自回?zé)崂碚摓榛A(chǔ)，改進甲醇精餾系統(tǒng)，用“工藝用能三環(huán)節(jié)”理論［8］對整個系統(tǒng)的用能及 進行深入剖析，并研究最小傳熱溫差ΔTmin的特性，為進一步優(yōu)化系統(tǒng)提供依據(jù)。

1 系統(tǒng)描述

1．1 傳統(tǒng)甲醇精餾系統(tǒng)

傳統(tǒng)的甲醇精餾過程如圖1 所示。主要部件包括預(yù)熱器(HX1、HX2)，再沸器(HEATER1)，加熱器(HEATER2)，冷凝器(COOLER1)、冷卻器COOLER2、COOLER3)。塔頂冷凝后的部分冷凝液(露點溫度)，作為HX1 的熱源，部分塔釜液作為HX2 的熱源，剩余的熱量由加熱器HEATER2 提供，以達到泡點進料的條件。再沸器(HEATER1)的熱量由外部蒸汽提供。

圖1 傳統(tǒng)甲醇－水精餾系統(tǒng)流程圖

1．2 自回?zé)岬募状季s系統(tǒng)

改進系統(tǒng)如圖2 所示，壓縮機(COMP)將塔頂蒸汽壓縮至過熱作為熱源，部分通過換熱器HX4 使部分塔釜飽和液汽化，另一部分在HX2 內(nèi)對進料預(yù)熱。經(jīng)過HX4 換熱后的物料仍有較多的余熱，作為預(yù)熱器HX3 的熱源?；凇白曰?zé)帷崩碚摚鞠到y(tǒng)所需熱量均來自系統(tǒng)內(nèi)物流，只需外界提供壓縮功以使物料獲得高溫位焓，無需外部熱媒，因此避免了熱媒直接加熱物流所造成的能耗及( )損失。

圖2 基于自回?zé)崂碚摰募状迹s系統(tǒng)流程圖

2 計算模型

因?qū)嶋H的精餾過程比較復(fù)雜，本文重點關(guān)注整個系統(tǒng)用能情況，故對模型進行一些合理簡化［9］:(1)假設(shè)換熱過程中無能量損失;(2)忽略精餾塔熱損失及壓降、系統(tǒng)中泵的功耗、管路中沿程阻力及局部阻力損失。

2．1 能量的計算模型

探究工藝過程中用能的特點，大部分是循著物料的變化為線索，自原料始到產(chǎn)品終。文獻［8］開辟了按能量演化的線索對工藝過程進行分析研究的途徑。將工藝過程的用能分為三個環(huán)節(jié)，即能量轉(zhuǎn)換和傳輸環(huán)節(jié)、能量的工藝?yán)铆h(huán)節(jié)、能量的回收環(huán)節(jié)，如圖3 所示。

對于圖3 的能量平衡，可以得到的能量方程如下

式中

ET——熱力學(xué)能耗;

EW——直接損失能;

EJ——排出能。同時，工藝過程凈能耗EA也可以如下表示

式中

EP——外供入能;

EB——轉(zhuǎn)換環(huán)節(jié)直接輸出能;

EE——回收輸出能。

工藝總用能EN可以表示成

式中 ET——工藝總用能EN轉(zhuǎn)化到產(chǎn)品中的部分，包括所增加產(chǎn)品的物理和化學(xué)能;EO——待回收的能量。

在能量的回收環(huán)節(jié)，有如下的守恒關(guān)系

式中

ER——回收循環(huán)能。

能量回收率ηR可以表示為

能量循環(huán)利用率為

圖3 工藝過程用能三環(huán)節(jié)模式

2．2 火用的計算模型

2．2．1 單體設(shè)備火用差

本文取進料狀態(tài)為環(huán)境基準(zhǔn)態(tài)，即25℃，0． 1 MPa。

式中

h1、h2——單進、出單體設(shè)備的物流比焓/kJ·kg－1;

T0——環(huán)境溫度/℃;

s2、s1——單位時間進、出設(shè)備的物流比熵/kJ·kg－1·℃。

2．2．2 系統(tǒng)火用

在工藝用能三環(huán)節(jié)理論的基礎(chǔ)上，工藝過程的平衡示意圖如圖4 所示［8］。

工藝過程凈 耗DA為

三環(huán)節(jié)過程 損耗DK為

系統(tǒng)的有效 轉(zhuǎn)換率ηXU為

循環(huán)率ηXR為系統(tǒng)的 循環(huán)利用效率ηXRN可以表示為

圖4 工藝過程三環(huán)節(jié) 平衡圖

各參數(shù)的意義如圖3、圖4 所示。

3 模型計算結(jié)果及分析

以下結(jié)果基于下列計算條件:進料總量:2 040 kg/h，其中甲醇68．8%，水31．2%(質(zhì)量分?jǐn)?shù));塔頂采出:甲醇99%，水1%;塔底采出:甲醇4%，水96%;回流比=1;熱公用工程為0．6 MPa 過熱蒸汽，流量1 500 kg/h。壓縮機絕熱效率為90%［10］。

本文在相同操作條件下對傳統(tǒng)系統(tǒng)與自回?zé)嵯到y(tǒng)進行計算分析，得出的各狀態(tài)參量示于圖1 及圖2。

3．1 能量分析

(1)能量轉(zhuǎn)換環(huán)節(jié)

因本文中兩系統(tǒng)均不向外裝置提供輸出能，故EB為零，另外模型建立時已忽略能量傳輸及設(shè)備散熱等損失，故EW為零。從表1 可見，比較兩系統(tǒng)的凈供入能(EU)，傳統(tǒng)系統(tǒng)需960．665 kW 的熱能用于塔釜液加熱以及進料預(yù)熱(其中前者占95.44%)，而自回?zé)嵯到y(tǒng)因使用壓縮機使塔頂蒸汽品質(zhì)提高，并用其加熱塔釜液以及預(yù)熱進料，僅需130．374 kW 的電能，故凈供能降低86．43%。

表1 傳統(tǒng)系統(tǒng)與自回?zé)嵯到y(tǒng)在工藝工程中能量平衡匯總對比

(2)能量回收環(huán)節(jié)

兩系統(tǒng)均無向外裝置或系統(tǒng)提供回收輸出能，故EE為零。傳統(tǒng)系統(tǒng)排棄能EJ為960．287 kW，其中94．62%為塔頂蒸汽冷凝所排棄的潛熱;同時，傳統(tǒng)系統(tǒng)僅回收了60．239 kW 的顯熱用以預(yù)熱進料，而自回?zé)嵯到y(tǒng)回收的1 024． 255 kW 熱量中，除60.239 kW 與前者相同，還有塔頂蒸汽冷凝釋放的用于加熱塔釜液的920．213 kW 潛熱，以及預(yù)熱物料(HX3)的43．792 kW 顯熱?？梢娮曰?zé)嵯到y(tǒng)能量回收效率ηR為88． 71% 遠大于傳統(tǒng)系統(tǒng)的5.9%。

(3)能量的工藝?yán)铆h(huán)節(jié)

工藝總用能EN為進入并參與完成主要工藝過程的能量。從其來源來看，分為有效供能EU及回收循環(huán)能ER兩部分。傳統(tǒng)系統(tǒng)EN中94．1%來源于EU，即供入熱，ER的利用率不足6%;而自回?zé)嵯到y(tǒng)EN中88．71%的能量均來自于ER，說明在能量利用方式上，后者比前者更加合理。另一方面，從能量去向來看，EN也包括兩部分，一部分轉(zhuǎn)化到產(chǎn)品中即熱力學(xué)能耗ET，另一部分為過程中可待回收利用的能量EO。

3．2 過程火用及火用損分析

3．2．1 過程火用的綜合分析

如表2 所示，在能量轉(zhuǎn)換環(huán)節(jié)，傳統(tǒng)系統(tǒng)要耗費外界熱 299．159 kW，僅190．455 kW 為收益 ，其效率為63．66%，而自回?zé)嵯到y(tǒng)只需130．374 kW供入 ，就可得到121． 483 kW 的收益 ， 效率93．18%，高于傳統(tǒng)系統(tǒng)。

在能量回收環(huán)節(jié)， 回收率的差異更為明顯，傳統(tǒng)系統(tǒng)118．023 kW 的待回收 中只有2．657 kW被回收利用， 回收率僅為2．25%，而剩余的絕大部分為塔頂蒸汽潛熱，以排棄 的形式排出系統(tǒng)，自回?zé)嵯到y(tǒng)的 回收率達到81．06%，只有少量因為傳熱不可逆和顯熱 形式損耗了，故能量回收利用效果比較理想。

表2 傳統(tǒng)系統(tǒng)與自回?zé)嵯到y(tǒng)在工藝工程中火用平衡匯總對比

在能量利用環(huán)節(jié)，兩系統(tǒng)熱力學(xué) 差DT相同，因為進料和產(chǎn)品的狀態(tài)參數(shù)均相同，DT為轉(zhuǎn)移到產(chǎn)品化學(xué) 中的部分。ηXRN即為在工藝總用 EXN中，所用的回收 EXR的比重，自回?zé)嵯到y(tǒng)該參數(shù)(61.42%)遠大于傳統(tǒng)系統(tǒng)(1．38%)，說明改進方案合理。

3．2．2 過程火用損耗的剖析

過程凈 損耗DA= DT+ DK+ DJ。在兩系統(tǒng)中，三部分的 損分布如圖5、圖6 所示。

圖5 傳統(tǒng)系統(tǒng)凈 損分布圖

可知兩系統(tǒng)過程 損DK所占比重最大，原因?qū)⒃谙挛腄K的分析中闡明;傳統(tǒng)系統(tǒng)DJ遠大于自回?zé)嵯到y(tǒng)是因為前者浪費了大量的塔頂蒸汽冷凝潛熱

圖6 自回?zé)嵯到y(tǒng)凈 損分布圖

，而后者此項僅為產(chǎn)品冷卻顯熱 損;兩系統(tǒng)DT相等，但傳統(tǒng)系統(tǒng)總 損大于自回?zé)嵯到y(tǒng)，故前者所占比重小于后者。

3．2．2．1 對三個環(huán)節(jié)過程 損DK的分析

(1)按環(huán)節(jié)分析

兩系統(tǒng)中DK在三環(huán)節(jié)中的分布情況，如圖7所示。

圖7 兩系統(tǒng)在三環(huán)節(jié)過程 損分布情況比較圖

由圖7 可見，在傳統(tǒng)過程中，DK大部分集中在能量轉(zhuǎn)換環(huán)節(jié)(即DKU)，而自回?zé)徇^程DKU在該環(huán)節(jié)比前者小的多，這是因為傳統(tǒng)過程中，用熱公用工程為塔釜液供入熱量，且傳熱溫差較大(60．6℃)，所以造成大量 損，而自回?zé)嵯到y(tǒng)供入的是能級高的電能，故 損很小。

傳統(tǒng)系統(tǒng)在能量回收環(huán)節(jié)的 損DKR約為自回?zé)嵯到y(tǒng)的1/4，但后者的回收循環(huán) EXR卻比前者大幾十倍(見表2)，因為前者僅回收了產(chǎn)品中極小部分的顯熱，后者回收的 中絕大部分是高溫位蒸汽冷凝釋放的潛熱。

在能量利用環(huán)節(jié)兩者DKP在數(shù)值上幾乎相等，自回?zé)嵯到y(tǒng)僅比傳統(tǒng)系統(tǒng)多出0．46 kW 的節(jié)流損，其余均為精餾塔 損。二者精餾塔 損相同因為兩者精餾塔采用相同結(jié)構(gòu)，并且塔進、出口操作條件一致，主要由兩部分構(gòu)成，一部分是流動 損，主要消耗于物流通過各塔盤時的壓降，另一部分為熱損，主要來自于塔板傳熱與傳質(zhì)的不可逆性［8］。

以過程 損在三環(huán)節(jié)中的分布來看，自回?zé)嵯到y(tǒng)用能比傳統(tǒng)系統(tǒng)更為高效。

(2)按單元操作過程分析

在兩系統(tǒng)中，DK幾乎都是損失在換熱器中，這是由傳熱的不可逆性引起的，要減少整個工藝的損失，就必須減少傳熱 損，傳熱 損與其對數(shù)平均溫差成正比［11］。傳統(tǒng)系統(tǒng)多采用熱公用工程加熱物流，兩者間換熱溫差比較大，故 損失也比較大;自回?zé)嵯到y(tǒng)用熱集成方法將整個系統(tǒng)的冷、熱物流匹配，在最大程度上利用潛熱進行相變傳熱，使得傳熱溫差減小，降低了 損。

3．2．2．2 排棄 DJ的分析

傳統(tǒng)過程塔頂蒸汽的冷凝排棄 (105． 247 kW)占過程總排棄 的98．1%，自回?zé)嵯到y(tǒng)通過能量升級將這部分 加以利用，付出的代價僅僅是產(chǎn)品冷卻釋放的11．737 kW 的顯熱 損。

4 討論

在上文按單元操作過程分析DK的過程中，發(fā)現(xiàn)換熱 損占大部分，如圖2 的自回?zé)嵯到y(tǒng)中，89．84%的熱量交換在換熱器HX4 中進行，故本文重點討論HX4 的溫差特性。

HX4 中進行的是相變換熱，冷凝和沸騰都是在等溫下進行，所以以ΔTmin表示兩流體的溫差。理論上講，ΔTmin越小， 損越小，但換熱面積增大，經(jīng)濟成本增加［12］。如圖8 所示，當(dāng)ΔTmin＜2℃時，換熱器內(nèi) 損失小于3 kW，當(dāng)接近等溫傳熱時， 損失也隨之消失，但換熱面積將接近無限大，這是無法實現(xiàn)的，如圖9 所示，當(dāng)ΔTmin降到7℃以下時，換熱面積有明顯增加，而當(dāng)ΔTmin大于11 K 時，換熱面積不會有大幅變化但 損會繼續(xù)增加。

圖8 傳熱 損隨ΔTmin的變化

同時，對ΔTmin的選取要求制約著壓縮機出口溫度，當(dāng)選取的ΔTmin較小時，壓縮機出口溫度也相應(yīng)較小，使得壓縮機耗功減小，反之則耗功增大;而工質(zhì)流經(jīng)壓縮機時造成的 損失是由于摩擦、渦流等不可逆阻力損失造成的附加功耗［11］，故其受ΔTmin影響并不顯著。

綜合考慮ΔTmin對換熱器內(nèi) 損、換熱面積、壓縮機耗功及壓縮機內(nèi) 損的影響，ΔTmin取值在8 ～11℃為宜，本文選取9．7℃。

圖9 換熱面積隨ΔTmin的變化

圖10 壓縮機耗功隨ΔTmin的變化

5 結(jié)論

本文用自回?zé)崂碚摳倪M了傳統(tǒng)的甲醇－水精餾系統(tǒng)，對新系統(tǒng)與傳統(tǒng)系統(tǒng)進行宏觀用能分析對比，并主要針對自回?zé)嵯到y(tǒng)進行了最小傳熱溫差ΔTmin的特性分析，得到以下結(jié)論。

從能量分配利用角度來看，傳統(tǒng)系統(tǒng)僅僅回收利用了極少量顯熱，占工藝總用能的5．9%，因而需要熱公用工程供入94．1%的熱量，同時浪費了塔頂蒸汽冷凝釋放的大量潛熱;自回?zé)嵯到y(tǒng)對能量的回收率達到了88．71%，僅需供入11．29%的電能;另外，自回?zé)嵯到y(tǒng)相比傳統(tǒng)系統(tǒng)凈供入能降低86.43%。說明改進方案更加節(jié)能。

從 利用角度來看，傳統(tǒng)系統(tǒng)有效 轉(zhuǎn)換率63．66%，而自回?zé)嵯到y(tǒng)為93．18%，說明能量供入方式后者優(yōu)于前者;同時自回?zé)嵯到y(tǒng)的 循環(huán)利用效率61．42%遠大于傳統(tǒng)系統(tǒng)的1．38%;傳統(tǒng)系統(tǒng)凈 耗為299．159 kW，自回?zé)嵯到y(tǒng)為130．374 kW，比前者降低56． 69%。說明新系統(tǒng) 回收利用率高， 損低，改進方案更為合理。

最小傳熱溫差ΔTmin與換熱器內(nèi) 損成正比，與換熱面積成正比，同時ΔTmin的選取還制約著壓縮機出口溫度，進而影響壓縮機耗功和 損，但壓縮機損變化幅度隨ΔTmin變化很小，綜合考慮，ΔTmin選取在8 ～11℃為宜。

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