張建智，彭小奇, 2，陶焰明，宋彥坡，伍雁鵬

?

氧化鋁蒸發(fā)工序用能分析及系統(tǒng)優(yōu)化節(jié)能研究

張建智1，彭小奇1, 2，陶焰明1，宋彥坡1，伍雁鵬1

(1. 中南大學能源科學與工程學院，湖南長沙，410083；2. 湖南第一師范學院信息科學與工程系，湖南長沙，410205)

利用火用分析方法建立氧化鋁蒸發(fā)工序的能耗模型，運用火用效率等評價準則對工序的用能狀況進行分析。基于“三環(huán)節(jié)”能量系統(tǒng)優(yōu)化理論提出利用余熱回收工序預熱原液的能量系統(tǒng)優(yōu)化方法，建立蒸發(fā)工序當前運行狀態(tài)下能量回收用于預熱原液后的系統(tǒng)能耗模型，并進行優(yōu)化計算。研究結果表明：適當提高蒸發(fā)工序入口料液溫度可有效降低新蒸汽消耗，從而提高氧化鋁生產蒸發(fā)工序的用能水平。

氧化鋁；蒸發(fā)工序；火用分析；系統(tǒng)優(yōu)化；節(jié)能

鋁是民用、軍事和高技術發(fā)展必不可少的基礎材料。盡管我國原鋁產量占全球1/4左右，氧化鋁產量居世界第一，但以一水硬鋁石型鋁土礦為主要原料的氧化鋁平均綜合能耗約為國外先進水平的2~3倍，嚴重影響了鋁工業(yè)的可持續(xù)發(fā)展和世界競爭力[1]，因此，有必要對氧化鋁生產過程的用能狀況進行分析、診斷和評價，提出切實有效的用能方案，促進氧化鋁生產過程節(jié)能降耗[2?3]。能量分析主要有熱分析和火用分析2種[4]。由于火用分析方法綜合考慮了能量的“數(shù)量”和“質量”屬性，通過建立火用平衡方程，利用火用效率、熱力學完善度等用能評價指標，可以更科學地評價系統(tǒng)、單元或設備的用能水平，因而在用能分析中被廣泛使用。吳復忠等[5]通過建立燒結、球團和煉鐵等工序的火用效率、火用損失的火用分析模型，指出了煉鐵系統(tǒng)的節(jié)能方向和途徑；蔣愛華等[6]建立了SKS氧氣底吹爐的火用分析模型，計算了系統(tǒng)熱量損失、火用損失及火用效率，并將熱分析和火用分析2種方法進行比較，發(fā)現(xiàn)火用分析比熱分析更能反映系統(tǒng)物質流和能量流的本質；ARAUJO等[7]對生產氯乙烯的精餾系統(tǒng)進行了火用分析，計算出各生產環(huán)節(jié)的火用效率，以此指導并借助Aspen流程仿真軟件研究設備的節(jié)能優(yōu)化。盡管火用分析法在化工、電力、鋼鐵等領域已得到廣泛應用，但在有色冶金行業(yè)應用較少。為此，本文作者應用火用分析法建立氧化鋁蒸發(fā)工序的能耗模型，并據(jù)此對氧化鋁蒸發(fā)過程開展用能優(yōu)化研究。

1 氧化鋁蒸發(fā)工序

氧化鋁生產是一個典型的長流程、高能耗的有色冶金過程。以拜耳法生產氧化鋁為例，其流程主要工序為“原礦漿制備—高壓溶出—溶出礦漿稀釋—赤泥的分離和洗滌—晶種分解—氧化鋁分級與洗滌—氧化鋁焙燒—種分母液蒸發(fā)”等。種分母液蒸發(fā)過程在整個氧化鋁生產過程中耗能最高，其能耗占生產總能耗的20%~25%，汽耗占總汽耗的48%~52%[8]。圖1所示為某氧化鋁廠蒸發(fā)工序采用的四效逆流三級閃蒸的管式降膜蒸發(fā)系統(tǒng)。蒸發(fā)原液泵送至Ⅳ效蒸發(fā)器，經(jīng)Ⅳ—Ⅲ—Ⅱ—Ⅰ效蒸發(fā)器逆流逐級加熱，再經(jīng)三級閃蒸器閃蒸濃縮，由過料泵送出；新蒸汽進入Ⅰ效蒸發(fā)器對料液加熱，Ⅰ效至Ⅲ效蒸發(fā)器的二次蒸汽分別作為下一效蒸發(fā)器的熱源，Ⅳ效(末效)蒸發(fā)器的二次蒸汽經(jīng)冷凝器降溫后排出；①，②和③級閃蒸器的二次蒸汽以及Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ效蒸發(fā)器的小部分二次蒸汽分別通入i，ii和iii效預熱器，與預熱器內的溶液混合，對溶液進行加熱；Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ和Ⅳ效蒸發(fā)器的冷凝水分別通入1，2，3和4效冷凝水自蒸發(fā)器，自蒸發(fā)產生的部分乏汽分別作為各效蒸發(fā)器的熱源，其冷凝水匯入一次水泵并排出。

2 蒸發(fā)工序用能分析

2.1 蒸發(fā)工序火用分析模型

熱力學系統(tǒng)的火用是指系統(tǒng)經(jīng)可逆過程達到與環(huán)境處于完全熱力學平衡狀態(tài)時所能獲得的理論最大有用功[9?11]。氧化鋁蒸發(fā)工序一般存在5類火用流(如圖2所示)：

1) 輸入火用流xi，包括第一類載體(新蒸汽)和第二類載體(原液)所含的火用。

2) 回收自用火用流xr。本工序回收自用的火用，主要包括：Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ效蒸發(fā)器產生的二次蒸汽所含的 火用；①，②和③級閃蒸器閃蒸二次蒸汽所含的火用；1，2，3和4效冷凝水自蒸發(fā)器閃蒸二次蒸汽所含的火用。

3) 內部損失火用流xil，包括傳熱過程火用損失、混合過程火用損失和流動過程火用損失。

4) 外部損失火用流xol，包括散熱火用損失、Ⅳ效蒸發(fā)器產生二次蒸汽所含的火用、各效冷凝水自蒸發(fā)器外排冷凝水所含的火用。

1，2，3和4為各效冷凝水自蒸發(fā)器序號。

圖1 蒸發(fā)工序工藝流程圖

Fig. 1 Flow chart of evaporation process

圖2 蒸發(fā)工序火用流圖

5) 輸出火用流xo，即本工序母液所含的火用。

通過火用流分析，可建立如下蒸發(fā)工序的火用平衡方程：

2.2 蒸發(fā)工序火用計算

2.2.1 環(huán)境基準模型

選用修正的龜山?吉田環(huán)境模型，死態(tài)條件為0=298.15 K，0=0.1 MPa；空氣中含有的各種元素以空氣相應的組成氣體為基準物，以飽和濕空氣的摩爾成分為基準物成分；其他元素以含有該元素的最穩(wěn)定純物質(液態(tài)或固態(tài))為其基準物[12]。

2.2.2 料液火用計算

物料的火用主要包含物理火用和化學火用。物理火用是系統(tǒng)相對于環(huán)境因溫度和壓力不同而具有的火用。化學火用是混合物系統(tǒng)相對于環(huán)境因化學成分和濃度的不同而具有的火用，包括由該物質與環(huán)境反應物反應產生環(huán)境生成物所獲得的反應火用及由環(huán)境生成物濃度擴散到非約束死態(tài)時的擴散火用[13]。

1) 物理火用。料液在狀態(tài)(，)下的比物理火用為

式中：為物料的比體積，m3/kg；和0分別為工況和環(huán)境基準熱力學溫度，K；和0分別為工況壓力和環(huán)境基準壓力，MPa。

2) 化學火用。由于蒸發(fā)工序中無化學反應，故實際火用分析中不計入反應火用[13, 7]。料液的比化學火用為

式中：m為料液中第種組分的質量摩爾分數(shù)，mol/kg；r為料液中第種組分的活度因子，可由NaOH-NaAl(OH)4-Na2CO3-H2O體系的活度系數(shù)計算模型獲得[14]。

2.2.3 飽和蒸汽火用值計算

2.2.4 飽和冷凝水火用計算

2.2.5 外部火用損失

1) 散熱火用損失。經(jīng)系統(tǒng)或裝置表面散失到環(huán)境中的能量雖有火用，但一般難以利用。若系統(tǒng)或裝置表面溫度為surroud，散失的熱量為L，則相應的火用損失L,out-losses為

2) 外排火用損失。流經(jīng)系統(tǒng)或裝置的排出物所攜帶的能量若直接排到環(huán)境中，則構成“外排火用損失”[15]，如外排冷凝水、外排二次蒸汽。

2.2.6 內部火用損失

在不可逆過程中，能量的一部分將不能被利用，并因此造成可用能損失[16]。蒸發(fā)工序中的內部火用損失主要有下面3種。

1) 傳熱過程火用損失。蒸發(fā)工序中傳遞的熱量為change，則傳熱過程產生的不可逆火用損失為

式中：H和L分別為冷、熱流體的平均溫度，K。冷、熱流體換熱后的平均溫度m為

其中：b和e分別為某種流體的初態(tài)溫度和末態(tài)溫 度，K。

2) 混合過程火用損失。2種或多種物質的絕熱混合過程雖無能量損失，但因其高度不可逆，故仍有火用損失?；旌线^程火用損失為

3) 流動過程火用損失。蒸發(fā)工序中的流動過程火用損失主要包括料液及飽和蒸汽在流動過程中的火用損失。

料液的流動過程火用損失為

式中：m為料液體積，m3；m為料液溫度，K；Δ為料液前、后壓差，Pa。

飽和蒸汽的流動過程火用損失為

式中：為飽和蒸汽流量，m3；為摩爾氣體常數(shù)；1和2為飽和蒸汽前、后壓力，Pa。

2.3 蒸發(fā)工序火用分析

根據(jù)火用分析模型和火用計算方法，對某廠氧化鋁蒸發(fā)工序進行火用平衡計算，發(fā)現(xiàn)該蒸發(fā)工序的火用損失losses=36 140.634 MJ/h，且外部火用損系數(shù)達到0.309 7，說明該系統(tǒng)除有較嚴重的內部火用損失外，還有較大的外部火用損失；外部火用損失主要表現(xiàn)為4個冷凝水自蒸發(fā)器外排冷凝水和Ⅳ效蒸發(fā)器外排二次蒸汽引起的外部火用損失，占總火用損失30.90%，若能將這部分火用回收利用，則能有效地提高系統(tǒng)的火用效率。

3 蒸發(fā)工序能量系統(tǒng)優(yōu)化

3.1 余熱狀況分析

冷凝水自蒸發(fā)器外排冷凝水和Ⅳ效蒸發(fā)器外排二次蒸汽的余熱資源狀況如表1所示。從表1可見：蒸發(fā)工序的余熱資源形態(tài)都是飽和蒸汽或飽和冷凝水，對其進行回收利用較方便。外排冷凝水溫度高(最高達134.6 ℃)，外排飽和蒸汽溫度為58.8 ℃。余熱資源豐富(達158 159.496 kJ/h)，而且品質較好。

3.2 能量再利用方案

系統(tǒng)能量再利用先考慮降低單元設備或裝置本身的能量損失，其次考慮工序內部的能量回收利用。因蒸發(fā)器的功能是蒸水提濃，且降低冷凝水自蒸發(fā)器外排能量損失不僅會降低系統(tǒng)壓力能量，而且涉及設備結構強度。因此，蒸發(fā)工序的能量再利用應主要考慮如何在工序內部進行。

3.2.1 蒸發(fā)器能量再利用可行性分析

蒸發(fā)器熱源是新蒸汽或前一效產生的二次蒸汽及冷凝水自蒸發(fā)器閃蒸出的部分二次蒸汽，熱源在完成加熱任務后完全冷凝成飽和冷凝水通入冷凝水自蒸發(fā)器，其余熱無法直接回收利用。料液經(jīng)預熱器預熱后進入蒸發(fā)器，為實現(xiàn)能量再利用，有必要分析蒸發(fā)器內的傳熱過程是否合理。

1) 蒸發(fā)器內料液沸點的確定。關于蒸發(fā)器內鋁酸鈉溶液的沸點未見報道，故本文參考其他對溶液沸點測量的研究結果，通過熱平衡測試及現(xiàn)場經(jīng)驗來確定。表2和表3所示為蒸發(fā)器的出料溫度與其二次蒸汽溫度的關系，根據(jù)沸點升高原理可確定蒸發(fā)器內料液的沸點等于其二次蒸汽溫度。

2) 蒸發(fā)器內傳熱過程合理性分析。傳熱過程是否合理主要體現(xiàn)在熱源能否充分利用其本身熱量對料液進行加熱實現(xiàn)蒸發(fā)濃縮。表4和表5所示為蒸發(fā)器的料液沸點與進料溫度的關系。從表4和表5可見：各效蒸發(fā)器進料溫度比相應效料液的沸點低3~10 ℃，即加熱蒸汽必須把各效料液升溫3~10 ℃達到沸點后才能使之蒸發(fā)，傳熱溫差的增大勢必造成不必要的能量損失，降低蒸發(fā)效率。以第2次測試結果為基礎計算可得：加熱蒸汽將蒸發(fā)器中的料液升溫至沸點共需熱量21 580 MJ/h，相當于7.79 t新蒸汽的熱量?？梢姡涸龃筮M入預熱器的加熱蒸汽量，使預熱器出料溫度接近或達到料液的沸點，可以減少不必要的能量損失，提高蒸發(fā)器的能量利用效率。

表1 蒸發(fā)工序余熱狀況

表2 3次測試工況下各效蒸發(fā)器出料溫度與二次蒸汽溫度的關系

表3 3次測試工況各效出料與二次蒸汽的溫度差

表4 3次測試工況下各效蒸發(fā)器料液沸點與進料溫度

表5 3次測試工況下料液沸點與進料溫度之差

3.2.2 預熱器能量再利用可行性分析

余熱資源主要是大量飽和冷凝水和小量飽和蒸汽，若將其直接與料液混合，則會降低蒸發(fā)器的蒸水提濃功能；若代之以換熱器，將導致余熱利用不經(jīng)濟，故余熱不宜通過預熱器回收利用。

3.2.3 工序內部能量再利用方案

對工藝過程進行分析發(fā)現(xiàn)，原液在進入蒸發(fā)工序前沒有被預熱，且Ⅳ效蒸發(fā)器內料液沸點與原液溫差最大(達9 ℃)，根據(jù)能級匹配、按質用能要求，可考慮利用余熱對原液進行預熱。

經(jīng)計算可得原液的能級raw=0.042 9，按表2計算余熱的能級可得4=0.028 4，低于raw=0.042 9，其他能級均大于raw。故除4號冷凝水自蒸發(fā)器的余熱不能用于預熱原液外，其他均可利用。

3.3 蒸發(fā)工序能量系統(tǒng)優(yōu)化

3.3.1 系統(tǒng)模型及其驗證

氧化鋁生產蒸發(fā)工序當前運行狀態(tài)下的系統(tǒng)模型如圖3所示。

圖3 氧化鋁生產蒸發(fā)工序的系統(tǒng)模型

蒸發(fā)工序的熱平衡方程為

式中：0和4分別為新蒸汽和Ⅳ效蒸發(fā)器二次蒸汽的質量流量，kg/h；0和4分別為新蒸汽和Ⅳ效蒸發(fā)器二次蒸汽的比焓，J/g；mo和m分別為原液和母液的質量流量，kg/h；p0和p分別為原液和母液的比熱容，J/(g·K)；0和分別為原液和母液的溫度，℃；L為第效冷凝水自蒸發(fā)器外排冷凝水的質量流量，kg/h；h為第效冷凝水自蒸發(fā)器外排冷凝水的比焓，J/g。

新蒸汽的質量守恒方程為

表6 計算結果

式中：c為水的比熱容，*=4.18 J/(g·K)；為第效冷凝水自蒸發(fā)器的自蒸發(fā)系數(shù)。

對上述系統(tǒng)模型進行求解驗證，計算結果如表6所示。從表6可見：根據(jù)本文所建系統(tǒng)模型求解的結果與實際運行結果相對誤差低于1%，符合工程計算要求，表明模型正確且精度較高。

3.3.2 能量系統(tǒng)優(yōu)化模型

能量系統(tǒng)優(yōu)化模型如圖4所示。能量系統(tǒng)優(yōu)化后的熱平衡方程為

式中：，W和4分別為待求新蒸汽、Ⅳ效蒸發(fā)器二次蒸汽及第4效冷凝水自蒸發(fā)器外排冷凝水的質量流量，kg/h；h和4分別為Ⅳ效蒸發(fā)器二次蒸汽和第4效冷凝水自蒸發(fā)器外排冷凝水的比焓，J/g。

圖4 能量系統(tǒng)優(yōu)化模型

前置預熱器的熱平衡方程為

式中：m1為前置預熱器出口料液的質量流量，kg/h；p1為前置預熱器出口料液的比熱容，J/(g·K)；1c為前置預熱器出口料液的溫度，℃。

前置預熱器的質量平衡方程為

式中：W為前置預熱器冷凝水的質量流量，kg/h。

求解能量系統(tǒng)優(yōu)化模型的步驟如下。

1) 設定1c，1c應大于原液溫度。

2) 根據(jù)下列公式計算各蒸發(fā)器的出料溫度(2，3和4)以及二次蒸汽溫度(2，3和4)：

3) 根據(jù)步驟2)所得結果求2，3，4及4等。

4) 根據(jù)式(18)和(19)求*和*。

5) 根據(jù)式(17)求。

3.3.3 余熱回收利用效果評價

以蒸發(fā)工序能量分析采用過的數(shù)據(jù)為基礎，對氧化鋁蒸發(fā)工序能量系統(tǒng)優(yōu)化后的效果進行分析和評價,設定1c＞49.8 ℃，所得結果如表7所示。從表7可見：適當提高Ⅳ效蒸發(fā)器入口料液的溫度，可有效降低新蒸汽的消耗。例如，當入口料液溫度1c提高至60 ℃時，汽耗可降低11.91%，噸水汽耗比為0.375，此時可以節(jié)省7.06 t新蒸汽，相當于節(jié)省19 559 .17 MJ/h的熱量。

表7 能量系統(tǒng)優(yōu)化后模型求解結果

4 結論

1) 根據(jù)火用分析模型和火用計算方法對某廠氧化鋁蒸發(fā)工序進行能量平衡計算，發(fā)現(xiàn)該系統(tǒng)的火用損失為36 140.634MJ/h，外部火用損系數(shù)為0.309 7，能量損失嚴重，用能水平較低，具備節(jié)能潛力。

2) 對蒸發(fā)工序進行火用計算和耗能分析，發(fā)現(xiàn)外部火用損失主要表現(xiàn)為4個冷凝水自蒸發(fā)器外排冷凝水和Ⅳ效蒸發(fā)器外排二次蒸汽引起的外部火用損失，占總火用損失的30.90%，建議對此部分能量進行回收再利用。

3) 對蒸發(fā)系統(tǒng)余熱資源進行分析，對蒸發(fā)器和預熱器能量再利用的各種方案進行可行性驗證，提出利用系統(tǒng)余熱來提高Ⅳ效蒸發(fā)器入口料液的溫度，降低氧化鋁蒸發(fā)過程新蒸汽消耗和噸水汽耗，使系統(tǒng)能量獲得充分利用。經(jīng)計算，當入口料液溫度提高至60 ℃時，汽耗可降低11.91%，可節(jié)省7.06 t的新蒸汽。

[1] 畢詩文, 于海燕. 氧化鋁生產工藝[M]. 北京: 化學工業(yè)出版社, 2006: 34?37. BI Shiwen, YU Haiyan. The technology of alumina production[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2006: 34?37.

[2] LIU L, AYE L, LU Z, et al. Analysis of the overall energy intensity of alumina refine-ry process using unit process energy intensity and product ratio method[J]. Energy, 2006, 31(8/9): 116?1176.

[3] 郭晉梅, 馮文潔, 焦淑紅, 等. 淺析氧化鋁生產工藝節(jié)能途徑[J]. 有色冶金節(jié)能, 2004, 21(4): 27?28. GUO Jinmei, FENG Wenjie, JIAO Shuhong, et al. Humble opinion of the energy saving way of alumina production technology[J]. Energy Saving of Non-Ferrous Metallurgy, 2004, 21(4): 27?28.

[4] 彭小奇, 伍雁鵬, 李時民, 等. 氧化鋁生產蒸發(fā)工序能耗分析[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2013, 44(1): 362?366. PENG Xiaoqi, WU Yanpeng, LI Shimin, et al. Energy consumption analysis for evaporation process in alumina refinery[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2013, 44(1): 362?366.

[5] 吳復忠, 蔡九菊, 張琦, 等. 煉鐵系統(tǒng)的物質流和能量流的火用分析[J]. 工業(yè)加熱, 2007, 36(1): 15?19.WUFuzhong, CAI Jiuju, ZHANG Qi, et al. Exergy analysis of energy and materials flows in the system of ironmaking plants[J]. Industrial Heating, 2007, 36(1): 15?19.

[6] 蔣愛華, 梅熾, 時章明, 等. SKS煉鉛鼓風爐的能量分析和火用分析[J]. 湖南大學學報(自然科學版), 2011, 38(6): 38?42.JIANG Aihua, MEI Chi, SHI Zhangming, et al. Energy and exergy analysis of the blast furnace in SKS lead smelting system[J]. Journal of Hunan University (Natural Science), 2011, 38(6): 38?42.

[7] ARAUJO A B, BRITO R P, VASCONCELOS L S. Energetic analysis of distillation processes: a case study[J]. Energy, 2007, 32(7): 1185?1193.

[8] 畢詩文. 拜耳法生產氧化鋁[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2007: 261?271. BI Shiwen. Alumina manufacture with Bayer method[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2007: 261?271.

[9] 傅秦生. 能量系統(tǒng)的熱力學分析方法[M]. 西安: 西安交通大學出版社, 2005: 87?94. FU Qinsheng. Methods of energy analysis of energy system[M]. Xi’an: Xi’an Jiaotong University Press, 2005: 87?94.

[10] 周乃君. 能源與環(huán)境[M]. 長沙: 中南大學出版社, 2008: 124?152.ZHOU Naijun. Energy and environment[M]. Changsha: Central South University Press, 2008: 124?152.

[11] 鄭艷梅, 韓郁林. 氯化銨回收的三效降膜蒸發(fā)系統(tǒng)的火用分析[J]. 天津大學學報, 2007, 40(3): 377?380. ZHENG Yanmei, HAN Yulin. Exergy analysis of three-effect falling-film evaporation system for ammonium chloride recycle[J]. Journal of Tianjin University, 2007, 40(3): 377?380.

[12] 鄭丹星, 武向紅, 鄭大山. 火用函數(shù)的一致性基礎[J]. 化工學報, 2002, 53(7): 673?679.ZHENG Danxing, WU Xianghong, ZHENG Dashan. Fundamental of thermodynamic consistence of exergy functions[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering, 2002, 53(7): 673?679.

[13] 宋國輝, 彭小奇, 宋彥坡, 等. 含相變過程的機械計算方法[J]. 熱科學與技術, 2009, 8(1): 64?68. SONG Guohui, PENG Xiaoqi, SONG Yanpo, et al. Method for mechanical exergy calculation including phase change process[J]. Journal of Thermal Science and Technology, 2009, 8(1): 64?68.

[14] 彭小奇, 宋國輝, 宋彥坡, 等. NaOH-NaAl(OH)4-Na2CO3-H2O體系活度因子的計算模型[J]. 中國有色金屬學報, 2009, 19(7): 1332?1337. PENG Xiaoqi, SONG Guohui, SONG Yanpo, et al. Activity coefficient calculation model for NaOH-NaAl(OH)4-Na2CO3- H2O system[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2009, 19(7): 1332?1337.

[15] EL-NASHAR A M, AL-BAGHDADI A A. Exergy losses in a multiple-effect stack seawater desalination plant[J]. Desalination, 1998, 116(1): 11?24.

[16] 葛斌, 張俊禮, 殷戈. 火電機組熱力系統(tǒng)與設備火用損分布通用矩陣模型[J]. 東南大學學報(自然科學版), 2009, 39(5): 1043?1048. GE Bin, ZHANG Junli, YIN Ge. General matrix model of exergy distribution of thermodynamic system and its components for coal-fired power unit[J]. Journal of Southeast University (Natural Science Edition), 2009, 39(5): 1043?1048.

(編輯 陳燦華)

Research of energy saving optimization system for alumina production evaporation process based on thermal analysis

ZHANG Jianzhi1, PENG Xiaoqi1, 2, TAO Yanming1, SONG Yanpo1, WU Yanpeng1

(1. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;2. Department of Information Science and Engineering, Hunan First Normal University, Changsha 410205, China)

A energy analyzing model was developed by using exergy method, and the energy consumption level was evaluated according to exergy efficiency and other indexes. Based on “Three part” energy system optimization theory,an optimization scheme of preheating ore pulp with recycled waste heat was proposed. Energy consumption models for the evaporation systems before and after optimization were developed, and optimization computations were made. The results show that increasing ore pulp temperature at inlet of evaporator process can effectively reduce the amount of consumed new vapour and therefore improve the energy utilization level of the evaporation process.

alumina; evaporation process; exergy analysis; system optimization; energy saving

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.12.039

TF802.62

A

1672?7207(2016)12?4263?07

2016?01?16；

2016?03?12

國家自然科學基金重點資助項目(61134006)(Project(61134006) supported by the National Natural Science Foundation of China)

張建智，博士研究生，從事有色冶金節(jié)能及智能優(yōu)化等研究；E-mail：zhangjz@csu.edu.cn