糖蜜酒精废液多效蒸发系统的模拟分析与改造 82页

工程硕士学位论文糖蜜酒精废液多效蒸发系统的模拟分析与改造作者姓名史耀振工程领域化学工程校内指导教师陈砺教授校外指导教师钟平工程师所在学院化学与化工学院论文提交日期2018年6月 SimulationanalysisandUpgradingofMultiple-effectEvaporationSystemforMolassesAlcoholWastewaterADissertationSubmittedfortheDegreeofMasterCandidate：ShiYaozhenSupervisor：Prof.ChenLiSouthChinaUniversityofTechnologyGuangzhou,China 分类号：TS261.9学校代号：10561学号：201521018912华南理工大学硕士学位论文糖蜜酒精废液多效蒸发系统的模拟分析与改造作者姓名：史耀振指导教师姓名、职称：陈砺教授申请学位级别：工程硕士工程领域名称：化学工程论文形式：□产品研发□工程设计□应用研究□工程/项目管理□调研报告研究方向：能源化工论文提交日期：2018年4月27日论文答辩日期：2018年6月1日学位授予单位：华南理工大学学位授予日期：年月日答辩委员会成员：主席：董新法委员：陈砺严宗诚成贝贝 摘要多效蒸发浓缩焚烧处理技术，是目前国内外治理糖蜜酒精废液较理想的技术方案之一。但该过程能耗较大，节能、降耗、提高能量利用率对该技术的生存与发展具有重要意义。本研究以糖蜜酒精废液多效蒸发过程为研究对象，利用AspenPlus软件建立过程模型并进行模拟计算；以广东省某酒精厂日处理量700吨糖蜜酒精废液蒸发浓缩装置为参照进行验证，结果显示，模型能较准确地重现实际生产过程，误差在可接受范围内。根据热力学第一定律、第二定律，以四效蒸发过程为系统，建立热分析和㶲分析模型；通过计算，得到各主要热流与㶲流数值；通过热分析和㶲分析，找出蒸发系统用能薄弱环节，提出可实施的节能改造措施，为提高该过程的能量利用率提供技术支撑。从工艺流程改造入手设计不同的能量利用方案，结合热经济分析法，从热效率、㶲效率、生蒸汽用量、年度总费用等指标综合评价系统在不同蒸发方案下的用能水平与经济性。研究结果表明，本研究提出的蒸发方案6在提高系统的经济效益和降低能耗方面效果最佳。与工厂现有流程相比，蒸发方案6热效率提高了9.98个百分点，㶲效率提高了7.12个百分点，每年可减少生蒸汽用量4791吨，能量利用率显著提高。此外，蒸发方案6年度总费用还可减少64.5万元。对蒸发器提出了采用螺旋槽纹管作为换热元件替代原有的光滑管的改造方案，改造后传热系数大幅提高，所需传热温差降低，过程因不可逆引起的㶲损失减少。在维持原有生蒸汽压力和末效真空度不变的前提下，可将多效蒸发系统由原来的四效增加为六效，这样，生蒸汽用量将比现有用量降低约35.1%，热效率提高了11.26个百分点，㶲效率提高了8.31个百分点，节能效果十分明显。针对蒸发器的气液分离装置效率较低、出现雾沫夹带的现象展开研究，提出改进方案。关键词：多效蒸发系统；AspenPlus；能量分析；经济分析；气液分离装置I ABSTRACTMulti-effectevaporationandincinerationtreatmenttechnologyisoneoftheidealtechnicalsolutionsforthetreatmentofmolassesalcoholwastewaterinChinaandabroad.However,thisprocessconsumesagreatdealofenergy.Savingenergy,reducingconsumption,andincreasingenergyutilizationareofgreatsignificanceforthesurvivalanddevelopmentofthistechnology.Inthisstudy,themulti-effectevaporationprocessofmolassesalcoholwastewateristakenastheresearchobject.TheAspenPlussoftwareisusedtoestablishprocessmodelandsimulatecalculation.Takingtheevaporationconcentrationdevice’scapacityof700t/dmolassesalcoholwastewaterasreferenceforanalcoholplantinGuangdongProvince.Theverificationresultsshowthatthemodelcanaccuratelyreproducetheactualproductionprocessandtheerroriswithintheacceptablerange.Accordingtothefirstlawandthesecondlawofthermodynamics,afour-effectevaporationprocessisusedasasystemtoestablishthermalanalysisandexergyanalysismodels.Bycalculation,themainheatflowandexergyflowvaluesareobtained.Basedontheresultsofthermalanalysisandexergyanalysis,wecanfindouttheweaknessintheenergyuseoftheevaporationsystem,andputforwardafeasibleenergy-savingreconstructionprogramtoprovidetechnicalsupportforimprovingtheenergyutilizationrateoftheprocess.Differentenergyutilizationschemesaredesignedbasedonthetransformationoftheprocessflow.Combinedwiththethermaleconomicanalysismethod,theenergyconsumptionlevelandeconomicefficiencyofthesystemunderdifferentevaporationschemesarecomprehensivelyevaluatedfromtheindexesofthermalefficiency,exergyefficiency,rawsteamconsumption,andannualtotalcost.Theresultsofthestudyindicatethattheevaporationscheme6proposedinthisstudyhastheoptimumefficiencyinimprovingtheeconomicbenefitsofthesystemandreducingenergyconsumption.Comparedwiththeexistingprocessoftheplant,theevaporationscheme6increasethethermalefficiencyby9.98percentagepointsandtheexergyefficiencyby7.12percentagepoints.Theamountofrawsteamcanbereducedby4,791tonsperyear,andtheenergyutilizationrateissignificantlyimproved.Inaddition,theannualtotalcostoftheevaporationschemecanbereducedby645,000RMB.Aretrofitschemeisproposedfortheevaporationequipment,spiralgroovedtubeisusedasheatexchangeelementinsteadoftheoriginalsmoothtube.Theevaporatorheattransfercoefficientisgreatlyincreased,therequiredheattransfertemperaturedifferenceisreduced,II andtheprocesslossduetoirreversibilityisreduced.Underthepremiseofmaintainingtheoriginalsteampressureandthefinalvacuumdegreeunchanged,themulti-effectevaporationsystemcanbeincreasedfromtheoriginalfour-effecttothesix-effect.Inthisway,steamconsumptionwillbereducedbyapproximately35.1%comparedtocurrentusage,andthethermalefficiencyisincreasedby11.26percentagepoints,theexergyefficiencyisincreasedby8.31percentagepoints.Theenergysavingeffectisveryobvious.Fortheevaporationprocessofmolassesalcoholwastewater,theefficiencyofthevapor-liquidseparationdeviceoftheevaporatorislow,andthemistentrainmentphenomenonarestudied.Theimprovementschemeisproposed.Keywords:Multi-effectevaporation;AspenPlus;Energyanalysis;Economicanalysis;Gas-liquidseparationdeviceIII 目录摘要...........................................................................................................................................IABSTRACT..............................................................................................................................II第一章绪论.............................................................................................................................11.1本研究的背景及意义.....................................................................................................11.2糖蜜酒精废液的来源、特性及危害.............................................................................21.2.1糖蜜酒精废液的来源..............................................................................................21.2.2糖蜜酒精废液的特性与危害..................................................................................21.3糖蜜酒精废液治理技术简介.........................................................................................31.3.1引田灌溉法..............................................................................................................31.3.2生化处理法..............................................................................................................41.3.3浓缩法......................................................................................................................51.3.4其他方法..................................................................................................................61.4多效蒸发过程模拟的研究现状.....................................................................................61.5本论文主要研究内容.....................................................................................................8第二章多效蒸发系统AspenPlus模型的建立与验证......................................................102.1多效蒸发工作原理与常见流程...................................................................................102.2多效蒸发系统模型的建立...........................................................................................112.2.1蒸发器模型的建立................................................................................................112.2.2预热器模型的建立................................................................................................142.2.3多效蒸发系统模型的建立....................................................................................152.3多效蒸发系统模型的验证...........................................................................................17第三章多效蒸发系统的能量分析......................................................................................203.1多效蒸发系统的热分析...............................................................................................203.1.1热分析概述............................................................................................................203.1.2多效蒸发系统热分析模型....................................................................................203.1.3多效蒸发系统主要热量的计算方法....................................................................22IV 3.1.4热分析评价准则....................................................................................................233.1.5多效蒸发系统热分析计算结果............................................................................243.2多效蒸发系统的㶲分析...............................................................................................253.2.1㶲分析概述............................................................................................................253.2.2多效蒸发系统㶲分析模型....................................................................................263.2.3多效蒸发系统㶲计算方法....................................................................................273.2.4㶲评价准则............................................................................................................303.2.5多效蒸发系统㶲分析计算结果............................................................................313.3节能改造措施探讨.......................................................................................................333.4本章小结.......................................................................................................................34第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证......................................................................354.1蒸发方案1——带冷凝水闪蒸....................................................................................354.1.1带冷凝水闪蒸的蒸发系统模拟流程....................................................................354.1.2工艺流程的模拟结果分析....................................................................................364.2蒸发方案2——改进预热方式....................................................................................394.2.1改进预热方式的蒸发系统模拟流程....................................................................394.2.2工艺流程的模拟结果分析....................................................................................404.3蒸发方案3——带冷凝水闪蒸及改进预热方式........................................................434.3.1带冷凝水闪蒸及改进预热方式蒸发系统模拟流程............................................434.3.2工艺流程的模拟结果分析....................................................................................434.4蒸发方案4——带预热器冷凝水闪蒸及改进预热方式............................................454.4.1带预热器冷凝水闪蒸及改进预热方式蒸发系统模拟流程................................454.4.2工艺流程的模拟结果分析....................................................................................464.5蒸发方案5——效数的优化........................................................................................484.5.1经济分析概述........................................................................................................484.5.2经济分析目标及前提............................................................................................484.5.3经济分析方法建立................................................................................................494.5.4优化结果与分析....................................................................................................514.6蒸发方案6——优化设计参数....................................................................................53V 4.7不同蒸发方案的模拟计算结果与讨论.......................................................................544.8多效蒸发优化系统工艺流程.......................................................................................554.8.1工艺流程及说明....................................................................................................554.8.2多效蒸发系统主要装置设计参数........................................................................564.9多效蒸发器过程的强化传热改造...............................................................................584.10本章小结.....................................................................................................................59第五章蒸发器气液分离装置的改造....................................................................................605.1蒸发器气液分离装置现状...........................................................................................605.2本装置技术方案的实施方式与原理...........................................................................605.2.1本装置技术方案的具体实施方式........................................................................605.2.2本装置技术方案的工作原理................................................................................61结论与展望..............................................................................................................................63结论......................................................................................................................................63展望......................................................................................................................................63参考文献..................................................................................................................................65攻读硕士学位期间取得的研究成果......................................................................................70致谢..........................................................................................................................................71VI 第一章绪论第一章绪论1.1本研究的背景及意义进入新世纪以来，能源问题日益已成为制约我国可持续发展的重要因素。据海关总署公布的数据显示，2017年我国原油进口量为4.196亿吨，对外依存度高达67.4%。过高的原油对外依存度，将会对国家安全产生重大影响。开发利用清洁、可再生的石油替代能源是缓解上述问题的重要手段。乙醇，又称酒精（本文采用业内习惯用法进行表述），主要以糖质原料（如糖蜜等）和淀粉原料（如玉米等）发酵制得，可用乙醇制造白酒、饮料、染料、燃料等，广泛地应用于国民经济的许多部门。燃料乙醇一般是指体积浓度达到99.5%以上的无水乙醇。燃料乙醇是当前生产规模最大、替代石油最多的可再生生物质液体燃料，已成为各国关注的可再生能源之一[1,2]。燃料乙醇含氧、辛烷值高、能与汽油以多种比例混合。研究结果表明，汽车使用掺入燃料乙醇的乙醇汽油后，既可以减少原油的消耗量，又可以改善燃烧、降低NO[3]X、SOX等污染物的排放。在汽油中添加10%～15%的燃料乙醇，可以将CO排放量减少14%～43%，HC排放量减少7%～14%[3]。2017年9月，国家发展改革委、国家能源局等十五部委联合印发《关于扩大生物燃料乙醇生产和推广使用车用乙醇汽油的实施方案》。方案提出，到2020年，乙醇汽油在全国范围内基本实现全覆盖，将“以生物燃料乙醇为代表的生物能源”提高到了“国家战略性新兴产业”的地位。若实现乙醇汽油全覆盖且按照GB18351-2017《车用乙醇汽油（E10）》规定的调配比例计算，燃料乙醇年使用量将达到1000万吨。而在2016年，我国燃料乙醇产能仅为260万吨/年，预计到2020年有约740万吨/年的产能缺口[5,6]。借助政策红利，我国燃料乙醇产业将迎来新的发展机遇。生物发酵法是燃料乙醇的主要生产方法，制糖工业的副产品糖蜜是生产燃料乙醇的理想原料[7]。在以糖蜜为原料发酵生产燃料乙醇的工艺过程中，会产生大量有机物含量高、偏酸性、色度深的废液（以下简称糖蜜酒精废液），直接排放可对环境造成严重污染。糖蜜酒精废液的治理难度大、成本高，综合治理已成为酒精生产企业亟待解决的问题。蒸发浓缩法治理糖蜜酒精废液因基本可以实现废液的零排放，被认为是比较彻底的治理方法，是目前国内外治理酒精废液较理想的技术方案之一。然而蒸发浓缩法处理酒精废液存在能耗高、设备投资大等问题。其中，能耗问题是限制蒸发浓缩法进一步发1 华南理工大学工程硕士学位论文展的关键问题，所以降低蒸发浓缩生产过程能耗、提高能量利用率对于相关企业来说具有重要的现实意义。1.2糖蜜酒精废液的来源、特性及危害1.2.1糖蜜酒精废液的来源以糖蜜为原料生产燃料乙醇的工艺流程框图如图1-1所示。在稀释工段中，加水稀释糖蜜至浓度为12～15%，加硫酸调节pH值至3.2，并添加一定量的营养盐，为后续的发酵过程提供合适的原料。经过预处理后的糖蜜进入发酵工段，通过酒精酵母将葡萄糖代谢为乙醇，得到乙醇含量为9～11%的成熟醪液。蒸馏分离工段的作用是将成熟醪液中的乙醇与其他组分和杂质分离，得到体积浓度为95%的乙醇水溶液，其余部分成为糖蜜酒精废液送至处理工段。浓度为95%的酒精进入脱水工段，进一步脱水后成为燃料乙醇产品。图1-1以糖蜜为原料生产燃料乙醇工艺流程框图Fig.1-1Flowdiagramoffuelalcoholproductionfrommolassesasrawmaterial1.2.2糖蜜酒精废液的特性与危害按照我国现行的糖蜜酒精工艺水平，吨酒精排出糖蜜酒精废液量为10吨～15吨[9]。1个日产20t的糖蜜酒精厂，其废液的污染能力与30多万人口日排放的生活污水污染能力相当。糖蜜酒精废液COD44Cr为8×10mg/L～12×10mg/L，SS值约为1163mg/L，固形物7%～17%，糖分含量介于1.7%至3%之间。糖蜜酒精废液呈酸性，pH介于3.5～5之间，对碳钢设备腐蚀比较严重[11]。糖蜜酒精废液含棕色素、类黑色素，显棕黑色，几乎不能被微生物降解，且耐高温，耐光照[12,13]。糖蜜酒精废液的成分及其含量随糖蜜成分及生产工艺的不同而略有差异，其主要组成[11,14]如表1-1所示。图1-2为生产过程排出的糖蜜酒精废液。2 第一章绪论表1-1糖蜜酒精废液的主要组成,Tab.1-1Thecompositionofmolassesalcoholwastewater固形物pH糖分有机物NK2Owt.%-wt.%wt.%wt.%wt.%7～173.5～51.7～35.5～9.20.2～0.420.3～1.5图1-2糖蜜酒精废液Fig.1-2Molassesalcoholwastewater糖蜜酒精废液是一种非常难降解的富含有机物的酸性废水，若直接排入江河将消耗水中溶解氧，导致水体富营养化，使水质变臭变黑，从而导致水生生物大量死亡，破坏水域的生态系统[30-32]。糖蜜酒精废液中含有多种酸性物质，若直接排入土壤，会导致土壤酸化、板结，不利于植物生长[32]。1.3糖蜜酒精废液治理技术简介糖蜜酒精废液的综合治理一直都是世界性的难题，随着人们对环境污染和治理之道不懈的深入研究，糖蜜酒精废液治理技术取得了较大的进展。处理糖蜜酒精废液的方法很多，到目前为止，归纳起来主要有以下几种[17-29]：1.3.1引田灌溉法引田灌溉法是把经过简单预处理后的糖蜜酒精废液排入贮存池，然后用于农田灌溉。农作物可吸收利用废液中的丰富有机质及N、P、K等元素用于自身生长。该方法3 华南理工大学工程硕士学位论文投资少、运行成本低、工艺简单。缺点是需要大量贮存池保存糖蜜酒精废液，长期灌溉会破坏土壤的结构，使土地酸化、板结[4]。1.3.2生化处理法糖蜜酒精废液生化处理法主要分为：好氧处理法、厌氧处理法和厌氧—好氧处理法。1.3.2.1好氧处理法糖蜜酒精废液好氧处理法主要有氧化塘法和生物滤塔法。应用最广泛的好氧处理法为氧化塘法。该法是将废液排入若干个大容积的池中放置一段时间，让废液自然发酵和沉降分解[11]。氧化塘的成本、运行费用均较低，但存在占地面积大、易污染地下水等问题，且COD、BOD的去除率通常不足60%，达不到规定的排放标准。生物滤塔法是将废液通过含微生物的塔式生物滤池中，微生物将酒精废液中的有机物进行分解。生物滤塔法设备简单，运行费用低，但其处理周期长。氧化塘法和生物滤塔法均无法将酒精废液处理至达标排放，都需要进行后续处理。1.3.2.2厌氧处理法厌氧处理法是指在无氧的环境下，利用厌氧微生物将糖蜜酒精废液中的各种有机物进行分解使其转化成甲烷、二氧化碳的处理方法。厌氧处理法具有占地少、运行费用低、所产生的甲烷可作为能源回用等优点。缺点是处理时间长，且处理后的出水不能达到排放标准。我国常用的厌氧处理工艺主要有：升流式厌氧污泥床（UASB）、膨胀颗粒污泥床（EGSB）和厌氧生物滤池（UAF）[20]等。升流式厌氧污泥床（UASB）被广泛用于各种工业污水的厌氧生物处理法。UASB处理糖蜜酒精废液时是将酒精废液自下而上通过厌氧污泥层，酒精废液经UASB底部的高活性、高浓度污泥床厌氧发酵分解生产甲烷和二氧化碳，然后经UASB上部的三相分离器进行气、液、固的分离。JenicekP等[25]利用UASB法处理糖蜜酒精废液，酒精废液COD负荷为7.1kg/（m3•d）时，COD去除率78.8%，产气率为2.6m3/（m3•d）。张萍等[39]以UASB法与混凝法联用处理脱硫后的糖蜜酒精废液，处理酒精废液COD为17400mg/L，COD的去除率为94.24%。膨胀颗粒污泥床（EGSB）是以UASB反应器为研究基础开发的第三代高效厌氧反应器，其污泥较大部分处于“膨胀”状态，以保证糖蜜酒精废液与颗粒污泥充分接触，有效的提高了EGSB的容积利用率，水力停留时间更短。YeohB[19]通过两相加热厌氧系4 第一章绪论统来对糖蜜酒精废液进行处理，结果发现两相比单相工艺的产气率高出17%，当COD平均负荷量为5.1kg/（m3•d）时，COD去除率可达63.2%，BOD去除率则高达84.3%。厌氧生物滤池（UAF）是由含微生物的填料组成的一种厌氧装置，酒精废液自上而下（或自下而上）通入装置中，经微生物的厌氧作用发酵分解酒精废液中的有机质，并在装置顶部收集发酵气体。MathurA[16]用含有细菌植物的生物厌氧滤池处理糖蜜酒精废液，COD去除率可达80%。1.3.2.3厌氧—好氧处理法对于糖蜜酒精废液，只经过厌氧处理是无法达到排放标准的，故一般使用厌氧—好氧二级处理方法。厌养微生物对酒精废液中的有机物进行降解产生沼气，再进入第二级进行好氧氧化处理。对厌氧部分，通常需要多级串联才能达到要求，目前主要采用UASB设备。对于好氧处理部分，采用的方法主要有氧化塘法和生物滤塔法。厌氧—好氧处理法不足之处是好氧处理法占地面积大，用这种方法处理过的废液仍难以达到国家的排放标准[9]。1.3.3浓缩法糖蜜酒精废液既是有机污染物，也是一种资源[23]。浓缩法在处理废液的同时，还能回收其中的资源，并实现近零排放，是目前国内外比较推崇的治理方法[10,27]。浓缩法按照浓缩之后后续处理利用的不同可分为两类，分别是废液焚烧法和综合利用法：1.3.3.1废液焚烧法此方法是将酒精废液蒸发浓缩至锤度介于60至70之间，用高压泵将其喷入专用的酒精废液锅炉进行燃烧，所回收的热量产生的中压蒸汽供汽轮机发电，背压泛汽可满足蒸发浓缩过程对热量的需求。焚烧法具有如下优势：1．浓缩液完全燃烧，基本达到零排放。2．利用废液燃烧产生的化学反应热产生蒸汽，通过能量梯级利用技术，同时获得电能和热能，满足蒸发过程的能量需求。3．工艺流程简单，技术成熟。由于基础物性数据缺乏和重视程度不足等原因，能耗高、能量利用效率低是目前运行的废液浓缩和焚烧装置普遍存在的突出问题。此外，该处理方法还存在设备庞大，固定资产投资高；浓缩液在焚烧过程中易导致炉膛结焦，需要定期停车处理，严重影响锅5 华南理工大学工程硕士学位论文炉的传热效率和使用效率等缺点。1.3.3.2综合利用法糖蜜酒精废液经蒸发浓缩后，被浓缩锤度至75与85之间，经中和处理后，浓缩液最后经干燥制成纯干粉或加入辅料制成混合干粉，这些干粉可配制成肥料、饲料等，可以有效循环利用酒精废液中的有机质，变废为宝[10]。1.3.4其他方法随着科技的发展，许多新型处理方法被应用于酒精废液的治理。有些新型处理方法未应用于生产实践，其正处于试验研究阶段，已展示出良好的发展前景。这些方法主要有：絮凝法、吸附法、催化氧化法等。絮凝法是向酒精废液中添加一定比例的絮凝剂，能作用于酒精废液中的溶质、悬浮物等，形成絮状沉淀物，达到有效降低酒精废液的COD值和固形物含量的目的。近年来絮凝法已经发展至电絮凝技术的研究，电絮凝技术能够更加有效的用于脱色、去悬浮物等，与传统絮凝法相比较有一定的优势。吸附法是利用吸附剂对酒精废液的各种污染物进行去除。吴振强等[26]分别用粉末活性炭、离子交换树脂及吸附树脂对酒精废液进行脱色试验，并进行比较，优选粉末活性炭为最佳的脱色剂。周桂等[14]应用腐植酸对酒精废液进行吸附处理，废液COD去除率高达80%。催化氧化技术是利用氧化剂降解酒精废液有机物的一种方法。张健平[28]等通过臭氧氧化法对酒精废液进行处理。COD去除率为24.7%，色度去除率为90.3%。陈孟林等[29]制备了以Fe、Cu、Mn和Ce为主要活性成分的10种催化剂，通过催化湿式氧化法对酒精废液进行处理，处理后的出水可达到GB8978-1996《污水综合排放标准》三级排放标准。1.4多效蒸发过程模拟的研究现状化工过程模拟是在计算机上“再现”实际的生产过程。这一“再现”过程并不涉及实际装置的任何管线、设备以及能源的变动，但可以在计算机上进行不同方案和工艺条件的探讨、分析。化工过程模拟不仅可以节省时间，也可节省大量资金和操作费用；过程模拟还可以为企业的生产管理提供可靠的理论依据，是企业生产管理从经验型走向科学型的有力工具。多效蒸发过程具有多重滞后性、强耦合、非线性、参数时变性，约束条件多等特点[33]，对其进行过程模拟具有一定难度。AspenPlus流程模拟软件具有严格6 第一章绪论的物性数据库和单元操作模块，不需要输入大量的实际生产数据就可以对工艺过程进行较准确的质量和能量平衡计算，“再现”工厂实际的生产过程。利用这一优势，采用AspenPlus软件对工厂实际多效蒸发过程进行流程模拟并进行分析研究，可为该过程的优化改造提供参考。郝冬青等人[34,35,36]利用AspenPlus软件的基本模块，组合建立了多效蒸发操作单元模型。该模型的可靠性则通过与法国SIDEM公司的一套海水淡化装置实际生产数据作对比得到了验证。基于模拟的结果可知，海水沸点升高会造成蒸发系统能量损失，引入蒸发器汽鼓出冷凝水进行闪蒸回用蒸发系统能提高系统能量利用率。KhawlaA等人[30]同时应用人工神经网络和AspenPlus研究海水淡化蒸发过程建立了最大化多效闪蒸（MSF）过程模型。结果表明，基于AspenPlus的蒸发过程模型能比人工神经网络模型更有效地表达系统参数的变化关系，而后者则更加适用于预测参数的变化趋势。徐智迅[40]运用AspenPlus软件分析了设备参数和进料参数等因素对多效蒸发系统性能的影响，对比研究了不同结构的蒸发系统过程的能耗，结果表明，带预热料液的多入口结构比一般结构的蒸发系统节能达9.3%，其中，带有加热料液的单入口结构的蒸发装置，节能效果最好。范永坚[41]运用AspenPlus软件模拟顺流、平流、逆流多效蒸发流程，对比结果表明，平流进料方式㶲有最高的造水比（GOR）。对于平流进料方式来说，利用部分二次蒸汽预热进口物料可以提高进料温度，使生蒸汽热量完全用于蒸发，系统造水比明显提高。王宇楠、姜凤银[42,43]建立蒸发过程的物理、数学模型，利用模拟软件AspenPlus的计算结果对所建立的模型进行验证，结果准确可靠。以AspenPlus软件计算的结果为基础，对比分析了一般多效蒸发系统、热力压缩式以及机械压缩式的生蒸汽的利用效益，结果表明单效机械压缩式蒸发系统的用能水平是最高的。作者还计算分析了蒸发效数、预热方式、生蒸汽温度等因素对造水比及总比传热面积的影响。A.E.Lewis等人[44]根据制糖多效蒸发过程的原理与特点，运用AspenPlus软件通过建立模型分别对两个复杂五效多罐并联蒸发过程进行了模拟计算，模拟计算结果与工厂运行数据进行对比验证，得出结论，利用AspenPlus模拟制糖多效蒸发过程具有一定的可靠性，但仍需进一步完善。杨凯业[45,46]运用AspenPlus软件对制糖多效蒸发系统进行模拟计算，依据模拟计算的结果对不同工况下的蒸发过程进行了㶲分析和经济分析，给出糖汁和低压蒸汽状态参7 华南理工大学工程硕士学位论文数对系统性能的影响规律，评价不同效数的经济效益。SangGN等人[47]运用AspenPlus软件对质量分数21.0%的NaCl水溶液的蒸发工艺过程进行模拟计算，对比分析蒸汽再压缩蒸发系统和一般多效蒸发系统的生蒸汽用量，结果表明，蒸汽再压缩蒸发系统相比多效蒸发系统，节约生蒸汽用量2643kg/h。胡建清[48]运用AspenPlus中不同基础模块的组合构建多效蒸发系统的模型，对六效蒸发海水淡化系统进行模拟，之后将稳态模拟的结果输入AspenDynamics中作为初始参数进行动态模拟，分析了进料海水的温度、流量和浓度波动时，系统中各参数的变化规律。依据控制方案的要求提出了三种海水淡化的控制方案，并对其控制效果进行了比较。从国内外研究现状可以看出，运用模拟软件AspenPlus对多效蒸发过程进行模拟计算与分析应用已经比较广泛，有一定的研究基础与经验。同时，由于不同物系的多效蒸发过程工作原理是相似的，其研究经验可应用于糖蜜酒精废液蒸发过程，因而，可以认为应用AspenPlus对糖蜜酒精废液蒸发过程的模拟计算与分析具有可行性。1.5本论文主要研究内容蒸发浓缩焚烧技术是目前国内外治理糖蜜酒精废液较理想的技术方案之一。然而该方法存在能耗高、设备投资大等问题，其中能耗问题是限制蒸发浓缩法进一步发展的关键因素。本论文采用计算机模拟对糖蜜酒精废液多效蒸发过程进行能耗分析，提出改进方案并进行对比，以期达到降低过程能耗、提高能量利用率的目的。主要研究内容为：（1）本论文以糖蜜酒精废液多效蒸发过程为研究对象，利用AspenPlus软件建立过程模型，并与工厂生产数据对比，验证所建立模型的准确性。（2）根据热力学第一定律、第二定律，以四效蒸发过程为对象，建立热分析和㶲分析模型。根据热分析和㶲分析结果，找出蒸发系统用能薄弱环节，为提高过程的能量利用率提供技术支撑。（3）从工艺流程改造入手设计不同的能量利用方案，结合热经济分析法，从热效率、㶲效率、生蒸汽用量、年度总费用等指标综合评价系统在不同蒸发方案下的用能水平与经济性。（4）针对标准式蒸发器传热效率较低的问题，对蒸发设备提出了改造方案，并对改造效果进行综合评价。（5）针对糖蜜酒精废液蒸发过程中，蒸发器的气液分离装置效率较低，出现雾沫8 第一章绪论夹带现象展开研究，提出技术改造方案。9 华南理工大学工程硕士学位论文第二章多效蒸发系统AspenPlus模型的建立与验证2.1多效蒸发工作原理与常见流程蒸发是通过沸腾使含有不挥发溶质的溶液中的溶剂汽化并被移出，从而使溶质含量提高的单元操作[50]。蒸发按照操作空间的压力可分为加压蒸发、常压蒸发和减压蒸发。按照二次蒸汽的利用情况可以分为单效蒸发和多效蒸发。若将二次蒸汽直接冷凝，而不利用其冷凝热的操作称为单效蒸发。若将二次蒸汽引到下一蒸发器作为加热蒸汽，以利用其冷凝热，这种串联蒸发操作称为多效蒸发。为了循环利用热能，工业上多采用多效蒸发方案。多效蒸发是由多个蒸发器组成的蒸发系统，其工作原理是将前一效蒸发器产生的二次蒸汽作为后一效蒸发器的加热蒸汽，在将热量传递给该效蒸发器的溶液后冷凝为冷凝水。如此依次进行，便组成了多效蒸发系统。多效蒸发通过再次利用蒸发过程产生的二次蒸汽，提高了热能利用率，降低了对热公用工程的需求，也提高了装置的经济性。在多效蒸发过程中，将使用生蒸汽的蒸发器称为第一效，使用第一效蒸发器产生的二次蒸汽作为加热蒸汽的蒸发器称为第二效，依次类推。按照料液与蒸汽相对流向的不同，多效蒸发流程可分为顺流、平流和逆流的蒸发流程[49,50]，具体的蒸发流程如图2-1所示：（1）顺流蒸发流程：料液和蒸汽都是从同一方向进入系统（见图2-1a），由于前后效蒸发器存在压差，料液凭借压力差的推动作用下即可自动流入下一效，不需要外加料液泵，辅助设备少，操作简便，适用于粘度随浓度变化不大的料液，是工业上应用最多的蒸发流程。（2）平流蒸发流程：蒸汽流向与顺流进料蒸发流程类似，而原料液和完成液在每效单独平行加入和排出（见图2-1b），适用于处理易析出结晶料液的蒸发浓缩过程。（3）逆流蒸发流程：蒸汽从首效进入系统，而被蒸发的料液从末效进入系统，两者流动方向相反。由于前几效压力较高，所以效间需要料泵来输送料液，最终的浓缩液，从第一效排出系统（见图2-1c），操作复杂，辅助设备较多，适用于高粘度料液的蒸发。本课题组研究发现，糖蜜酒精废液的粘度随浓度变化并不明显（＜25cP），适合采用顺流蒸发流程。如图2-1a所示，需要蒸发的酒精废液由第Ⅰ效进入，经第Ⅰ效蒸发浓缩的酒精废液凭借压力差的推动自流进入第Ⅱ效，依此类推，直到酒精废液的浓度达到要求离开多效蒸发系统。生蒸汽由第Ⅰ效加入，将热量传递给第Ⅰ效蒸发器内的10 第二章多效蒸发系统AspenPlus模型的建立与验证酒精废液使其汽化，自身在放出相变潜热后冷凝为水；废液沸腾产生二次蒸汽经气液分离后送入第Ⅱ效作为热源。后几效均以前一效的二次蒸汽作为加热蒸汽，末效产生的二次蒸汽进入冷凝器进行冷凝。为了给多效蒸发系统提供足够的压力差和温差，同时又降低对生蒸汽的压力要求，通常在末效采用负压操作。在总压差的条件限定下，各效的操作压力根据蒸发过程特性自动分配。因此，接近末效的蒸发器有可能在负压、常压或正压下操作。图2-1不同的多效蒸发流程示意图[45]Fig.2-1Differentmulti-effectevaporationprocessschematic2.2多效蒸发系统模型的建立2.2.1蒸发器模型的建立本研究以广东省某酒精厂日处理量700吨糖蜜酒精废液蒸发浓缩装置为研究对象，首先对组成多效蒸发系统的单个蒸发器进行建模，在此基础上，根据蒸发器模型及多效蒸发工艺流程建立多效蒸发系统模型。将模型运行数据与工厂实际生产数据进行对比，验证模型的准确性。糖蜜酒精废液多效蒸发系统各效均使用标准式蒸发器。标准式蒸发器由汽鼓（加热11 华南理工大学工程硕士学位论文室）、汽室、气液分离装置、上封头、下封头和进出料液装置等结构组成[51]。标准式蒸发器结构如图2-2所示。1-进液管2-汽鼓3-进气口4-汽室5-气液分离装置6-上封头7-二次蒸汽出口8-视镜9-管板10-中央降液管11-加热管12-冷凝水排出管13-下封头14-浓缩液出口图2-2标准式蒸发器结构Fig.2-2Structureofstandardevaporator汽鼓的作用相当于换热器，由管板、加热管、中央降液管和外壳组成，结构类似于列管式换热器。加热室由垂直管束组成，中心有一个直径较大的管子，即为中央降液管。蒸发操作时，加热管内单位体积料液的传热面积大于中央降液管的，致使加热管内料液接受到更多的热量，与中央降液管形成温差；视操作条件不同，处于换热管上部的料液甚至开始汽化而形成气液两相流体。在上述两种因素的叠加作用下，加热管与中央降液管内料液形成密度差，成为料液由中央降液管下降而沿加热管上升的自然循环运动的推动力[49,50]汽室位于汽鼓上方，其作用是为酒精废液提供足够的沸腾和气液分离空间。气液分离装置用于分离二次蒸汽中夹带的液滴，按照其结构形式可分为惯性式、离心式和表面接触式三类。AspenPlus中没有与蒸发器对应的模块，本文采用不同的基础模块组合的方式对蒸发器建模。根据标准式蒸发器的特点，选取AspenPlus中换热器模块HEATX，分离器12 第二章多效蒸发系统AspenPlus模型的建立与验证模块FLASH2、阀门模块VALVE、酒精废液沸点升高模块COOLER和分流器模块FSPLIT组合建立蒸发器模型。1、换热器模块HEATX，如图2-3所示，该模块可用于模拟加热蒸汽与酒精废液之间的换热过程，用于表示蒸发器的汽鼓部分。图2-3AspenPlus换热器模块物流连接图Fig.2-3Heatexchanger’smaterialconnectiondiagraminAspenPlus2、分离器模块FLASH2，如图2-4所示，该模块可表示蒸发器的汽室部分，可用于模拟酒精废液经沸腾汽化产生的汽液混合物在汽室进行汽液两相分离的过程。图2-4AspenPlus分离器模块物流连接图Fig.2-4Separator’smaterialconnectiondiagraminAspenPlus3、阀门模块VALVE，如图2-5所示，可用该模块模拟酒精废液经过设备前后的压力变化。图2-5AspenPlus阀门模块物流连接图Fig.2-5Valve’smaterialconnectiondiagraminAspenPlus4、冷却器模块COOLER，如图2-6所示，该模块可模拟由于酒精废液沸点升高引起的温差损失。图2-6AspenPlus蒸发器热损失模块物流连接图Fig.2-6EvaporatorheatlossmaterialconnectiondiagraminAspenPlus13 华南理工大学工程硕士学位论文5、分流器模块FSPLIT，如图2-7所示，可用该模块模拟蒸发器出口二次蒸汽分流成若干流股，将其作为加热热源送往下一效蒸发器或其他用热工段。图2-7AspenPlus分流器模块物流连接图Fig.2-7Splitter’smaterialconnectiondiagraminAspenPlus根据标准式蒸发器的工作过程，将上述模块进行科学组合，形成蒸发器的组合模型，如图2-8所示。进料酒精废液与加热蒸汽进入换热器（HEATX），蒸汽释放相变潜热传递热量给酒精废液，自身变成冷凝水（流股CON）排出，酒精废液吸收热量蒸发后，进入汽室（FLASH2）进行气液分离，获得二次蒸汽和一定锤度的酒精废液。分流器（FSPLIT）把二次蒸汽分流成两股，流股STEAM+作为下一效的热源，流股S-VAPOR输往其它工段，冷却器模块（COOLER）用于模拟酒精废液由于沸点升高引起的温差损失，而酒精废液经过阀门模块（VALVE）减压后，输往下一效蒸发器。图2-8蒸发器模型Fig.2-8Simulationmodelofevaporator2.2.2预热器模型的建立预热器采用换热器HEATX模块，如图2-9所示，热物流端为Ⅱ效蒸发器额外的二次蒸汽，冷物流端为酒精废液，模型中应用了逆流换热方式。14 第二章多效蒸发系统AspenPlus模型的建立与验证图2-9预热器模型Fig.2-9Modelofpreheater2.2.3多效蒸发系统模型的建立本研究以广东省某酒精厂日处理量700吨糖蜜酒精废液蒸发浓缩装置作为研究对象，该厂使用标准式蒸发器串联而成的压力——真空四效蒸发系统。糖蜜酒精废液四效蒸发工艺流程如图2-10所示。该酒精废液多效蒸发系统采用顺流蒸发流程，自粗馏塔塔底排出的糖蜜酒精废液进入一、二级预热器（E0301、E0302）进行加热，其中一、二级预热器引用部分Ⅱ效蒸发器（E0306）的二次蒸汽进行加热。经过加热后的酒精废液进入Ⅰ效蒸发器（E0303），以生蒸汽作为热源进行蒸发，并产生二次蒸汽作为Ⅱ效蒸发器（E0306）的热源，往后两效均以前一效的二次蒸汽作为热源，Ⅳ效蒸发器（E0308）的二次蒸汽直接进入末效冷凝器。由于采用顺流蒸发流程，酒精废液在压力差的推动下自动流入下一效，依次经Ⅰ效至Ⅳ效蒸发浓缩后，酒精废液最终被浓缩至约70°Bx，离开多效蒸发系统进入专用锅炉焚烧。其中，Ⅰ效冷凝水作为锅炉用水，Ⅱ～Ⅳ效蒸发器冷凝水泵送至污水处理厂。15 华南理工大学工程硕士学位论文图2-10广东省某酒精厂的四效蒸发工艺流程简图Fig.2-10Thefour-effectevaporationprocessofalcoholfactoryinGuangdongprovince16 第二章多效蒸发系统AspenPlus模型的建立与验证本文采用模块化的方式建立多效蒸发系统模型，通过将各个模块进行连接组合成多效蒸发系统模型。由于各效蒸发器内发生的所有过程均相同，用构建的四个蒸发器和两个预热器模型进行串联组合糖蜜酒精多效蒸发系统模型，如图2-11所示。图2-11四效蒸发系统AspenPlus模型Fig.2-11AspenPlusflowchartoffour-effectevaporationsystem2.3多效蒸发系统模型的验证根据文献报道以及工厂的实际生产工艺数据，酒精废液组分[11,14,15,48]如表2-1所示。表2-1四效蒸发系统的进料酒精废液组成Tab.2-1Thefeedcompositionofthefour-effectevaporationsystem组分名称质量分数（wt.%）水85木糖2.3氯化钾3.7硫酸铵0.34硫酸镁0.33丙三醇4.8丁二酸3糠醛0.1辛酸乙酯0.1氯化钙0.2磷酸0.1317 华南理工大学工程硕士学位论文表2-2为工厂提供的多效蒸发系统入口物流参数，包括来自进料酒精废液和生蒸汽的工况数据。表2-2多效蒸发系统入口物流参数Tab.2-2Theinletlogisticsparametersofmulti-effectevaporationsystem项目工厂运行平均值进料酒精废液温度/℃84进料酒精废液锤度/°Bx15进料酒精废液流量/（t/d）700生蒸汽流量/（kg/h）7500生蒸汽压力/MPa0.17考虑到废液中含有无机盐组分，为极性强电解质物系，故采用ELECNRTL物性方法作为整个模拟计算的全局物性方法。表2-3模拟结果与工厂运行数据的对比Tab.2-3Comparisonbetweensimulationresultsandtheactualfactoryoperatingdata运行模拟绝对相对数据来源数据结果误差误差（%）生蒸汽用量/（kg/h）75007413.686.41.2一级预热器耗汽量/（kg/h）40040000二级预热器耗汽量/（kg/h）22522320.9预热后酒精废液温度/℃959500Ⅰ效汽室压力/kPa13513410.7Ⅱ效汽室压力/kPa10710521.9Ⅲ效汽室压力/kPa697011.4Ⅳ效汽室压力/kPa272700浓缩液流量/（kg/h）62506191.258.80.9将表2-2数据输入AspenPlus作为多效蒸发系统入口物流参数，输出模拟的计算结18 第二章多效蒸发系统AspenPlus模型的建立与验证果与工厂的运行数据作对比，验证所建多效蒸发系统模型的准确性。构建的多效蒸发系统模型模拟结果与工厂的运行数据对比结果如表2-3所示。由表2-3数据可见，多效蒸发系统的模拟计算结果与工厂的运行数据具有较好的吻合，说明模拟选用的热力学方法和单元模块，以及相关的物性参数是正确和可靠的。其中，最大相对误差约1.9%，在工程模拟的可接受范围内。可以认为本研究中利用AspenPlus所建立的多效蒸发系统模型是准确的、可用的，可准确重现糖蜜酒精废液多效蒸发的生产过程并用于模拟研究。19 华南理工大学工程硕士学位论文第三章多效蒸发系统的能量分析过程能耗状况分析是实现节能的基础，为了揭示出能量在体系中转换、传递、利用的状况，指明提高能量利用率的方向，根据热力学原理对系统或装置进行的分析，称为“能量分析”。能量分析的方法一般分为能分析法和㶲分析法两种[53]。能分析法依据的是能量在数量上的守恒关系，即热力学第一定律。通过分析，揭示出能量在数量上转换、传递、利用的情况，确定出分析对象的能量利用状况。㶲分析法依据的是能量中㶲的平衡关系，即热力学第一定律和第二定律。多效蒸发过程可看作为稳定流动的过程，此时，焓是进出多效蒸发系统物质或能流的总能量。故在多效蒸发系统中，能分析也就是热分析。3.1多效蒸发系统的热分析3.1.1热分析概述通常工厂稳定连续的生产过程都可看成是稳流过程，忽略动能和势能的变化，开放稳流体系的热力学第一定律的表达式为[54,55]：HQW（3-1）多效蒸发过程可看作为稳流过程，且多效蒸发体系与外界没有轴功交换，即W=0，则得出焓平衡式：HQ（3-2）式（3-2）即多效蒸发过程热分析的依据。热分析是建立在热力学第一定律基础之上，热分析法作为最基本的用能评价方法，结果直观、易懂，被工程界广泛采用，发挥着重要的指导作用。3.1.2多效蒸发系统热分析模型本研究定义的多效蒸发系统热分析体系是以进料酒精废液（酒精废液经加热后送至Ⅰ效蒸发器的入口）和生蒸汽进口开始至Ⅳ效蒸发器酒精废液出口、冷凝水和Ⅳ效二次蒸汽出口为本体系的边界，如图3-1所示虚线即为所研究体系的边界。20 第三章多效蒸发系统的能量分析图3-1多效蒸发系统流程简图Fig.3-1Schematicdiagramofmulti-effectevaporationprocess图3-2多效蒸发系统能量平衡方框图Fig.3-2Energybalanceblockdiagramofmulti-effectevaporationsystem能量平衡方框图中符号的意义如下：Q——生蒸汽带入热量；0,vQ——进料酒精废液带入热量；FQ——出Ⅳ效蒸发器酒精废液带出热量；conQ——Ⅱ～Ⅳ效蒸发器冷凝水带出热量；24,LQ——Ⅳ效蒸发器二次蒸汽带出热量；4,vQ——抽用Ⅱ效蒸发器部分二次蒸汽带出热量；2,v21 华南理工大学工程硕士学位论文Q——生蒸汽冷凝水带出热量；1,LQ——设备散热造成的热量损失；lossQ——系统内循环的热量。cycle对于所研究的多效蒸发能量平衡体系来说，包括输入能流、系统内循环能流、输出能流，如图3-2所示：1．输入能流Q：进料酒精废液以及生蒸汽带入系统的热量inQQQ（3-3）inFv0,2．系统内循环能流Qcycle：主要包括Ⅰ～Ⅲ效蒸发器二次蒸汽作为加热蒸汽通入下一效的热量3．输出能流Q：Ⅳ效蒸发器二次蒸汽带出的热量、出Ⅳ效蒸发器酒精废液带出的out热量、抽用Ⅱ效蒸发器部分二次蒸汽带出的热量、Ⅰ～Ⅳ效蒸发器冷凝水带出的热量以及设备散热造成的热量损失。QQQQQQ（3-4）outconvLvloss24,1,4,热力学第一定律指出孤立体系无论如何经历何种变化，其能量守恒。也就是说孤立系统中各种能量的形式可以相互转化，但总的能量数值保持不变[56]，在本次研究中，孤立体系即为所研究的多效蒸发稳定流动体系和环境之和。则根据热力学第一定律可知输入多效蒸发体系的能量应该等于输出多效蒸发体系的能量与多效蒸发体系内积累能量之和，对于多效蒸发系统来说体系涉及到的能量主要为各个流股的热量，则：QQQ（3-5）inout由于多效蒸发稳定流动体系中没有物质及能量的积累，所以积累热量ΔQ=0，故简化得多效蒸发系统的能量平衡方程如下：QQ（3-6）inout3.1.3多效蒸发系统主要热量的计算方法3.1.3.1饱和水蒸汽热量的计算QWhh(-)（3-7）vvv0式中，Q——饱和水蒸汽的热量，kJ/h；W——饱和水蒸汽的质量流量，kg/h；vvh——饱和水蒸汽的比焓，kJ/kg；h——基准温度下水的比焓，kJ/kg；此时取环境温度v0T0=25℃作为计算的基准温度。22 第三章多效蒸发系统的能量分析3.1.3.2酒精废液热量的计算多效蒸发操作过程中酒精废液温度与基准温度相差不大，故可取此温度范围内的平均比热容进行计算，即：=QFC()TT（3-8）p0式中，Q——酒精废液的热量，kJ/h；F——酒精废液的质量流量，kg/h；T——酒精废液的温度，K；C——酒精废液的平均比热容，kJ/（kg·K）；T0——基准温度，K。p3.1.3.3饱和冷凝水热量的计算QWhh(-)（3-9）LLL0式中，Q——饱和冷凝水的热量，kJ/h；W——冷凝水的质量流量，kg/h；h——LLL冷凝水的比焓，kJ/kg；h——基准温度下水的比焓，kJ/kg。03.1.3.4饱和水蒸汽比焓的计算[57,58]2hTT0.0032.14252492（3-10）vvv式中，h——饱和水蒸汽的比焓，kJ/kg；T——饱和水蒸汽的温度，℃。vv3.1.3.5饱和冷凝水比焓的计算[57,58]3hTT0.0034.18091.3326（3-11）LLL式中，h——饱和冷凝水的比焓，kJ/kg；T——饱和冷凝水的温度，℃。LL3.1.3.6酒精废液比热容本课题组通过测定酒精废液比热容等相关物性实验，拟合得到酒精废液比热容在多效蒸发操作温度范围内的拟合关联式如下：C-3-42-4-42-73p=−27.09+0.287T+2.461×10B−8.617×10T−5.027×10BT+8.908×10B+8.755×10T+7.917×10-7BT2−6.106×10-7B2T−2.05×10-6B3（3-12）式中，Cp——酒精废液比热容，kJ/（kg·K）；T——酒精废液温度，K；B——酒精废液锤度，°Bx。多效蒸发系统各流股的热量可以根据式（3-7）至（3-12）计算。3.1.4热分析评价准则热效率η是指有效利用的热量与供给热量之比。多效蒸发系统的供给热量为生蒸汽带入系统的热量，有效利用的热量为Ⅳ效蒸发器二次蒸汽的热量、抽用Ⅱ效蒸发器部分23 华南理工大学工程硕士学位论文二次蒸汽的热量、Ⅱ～Ⅳ效冷凝水的热量与进出系统酒精废液的热量变化之和，即：有效利用热量Q4,Q2,vvQ24,CONQLQF100%100%（3-13）供给热量Q0,v式中，Q0,v——生蒸汽带入系统的热量（kJ/h）；Q4,v——Ⅳ效蒸发器二次蒸汽的热量（kJ/h）；Q2,v——抽用Ⅱ效蒸发器部分二次蒸汽的热量（kJ/h）；Q——Ⅱ～Ⅳ效蒸24,L发器冷凝水带出热量；QF——进料酒精废液的热量（kJ/h）；QCON——出Ⅳ效蒸发器酒精废液的热量（kJ/h）。3.1.5多效蒸发系统热分析计算结果如表3-1和表3-2所示，分别为多效蒸发系统热平衡表和各效蒸发器热分析结果。表3-1多效蒸发系统热平衡表Tab.3-1Themulti-effectevaporationsystemheatbalancetable项目热量（MJ/h）百分比输进Ⅰ效蒸发器生蒸汽19232.3968.87%入进Ⅰ效蒸发器酒精废液8693.9931.13%合计∑Q27926.38100%Ⅰ效冷凝水3079.0211.02%抽用Ⅱ效二次蒸汽1602.975.74%输Ⅱ—Ⅳ效冷凝水5802.3120.78%出Ⅳ效蒸发器二次蒸汽13580.5748.63%出Ⅳ效蒸发器酒精废液870.973.12%多效蒸发系统散热损失2990.5410.71%合计∑Q27926.38100%热效率η68.44%由表3-1、表3-2可知，通过对多效蒸发系统及各效蒸发器进行热分析，该多效蒸发系统热效率为68.44%，各效蒸发器的热效率相差不大。Ⅱ～Ⅳ效冷凝水所含热量占输出热量的20.78%，根据本文2.3.4节中模拟的结果，Ⅱ效蒸发器冷凝水108℃、Ⅲ效蒸发器冷凝水101℃，温度相对较高，可以考虑将较高温度的冷凝水闪蒸回收部分热量24 第三章多效蒸发系统的能量分析进入多效蒸发系统，减少生蒸汽的用量，提高多效蒸发系统的热效率。Ⅳ效蒸发器的二次蒸汽热量为13580.57MJ/h，占输出热量的48.63%，输出热量数值最大，其直接进入真空冷凝器，热量在冷凝器全部损失。可以考虑回收利用Ⅳ效蒸发器二次蒸汽，将其作为成熟醪液进酒精粗馏塔的一级预热热源，减少整厂的能源消耗。另外，应当选择好的保温材料，做好系统的保温措施，减小多效蒸发系统散热损失，提高多效蒸发系统的热效率。表3-2各效蒸发器热分析结果Tab.3-2Theresultsofthermalanalysisforeachevaporator项目热效率/%Ⅰ效蒸发器79.13Ⅱ效蒸发器78.83Ⅲ效蒸发器81.89Ⅳ效蒸发器82.653.2多效蒸发系统的㶲分析3.2.1㶲分析概述㶲，是指任一形式的能量可逆变化到与周围环境处于热力学平衡时，对外界做出的最大有用功[56,59]。早在19世纪，研究者就定义了当高温热源T向低温热源t释放出热量Q并最终达到热力学平衡时，热源做的最大有用功可由式（3-14）表达[56]：tWQ(1)（3-14）T稳流系统的物流㶲可用下式计算[59]：EHH(TSS)()（3-15）x000式中，H为物流的焓（kJ），H0为与环境处于热力学平衡时物流的基准焓（kJ），S为物流的熵（kJ/K），S0为与环境处于热力学平衡时物流的基准熵（kJ/K），T0为环境温度（K）。㶲分析，就是在热力学第一、第二定律的基础上对系统、单元或设备进行㶲衡算，得出㶲的变化情况，进而可以计算出各种过程的㶲损失，找出㶲损失的主要环节，进而能够计算㶲效率、㶲损率等用能评价准则，科学地评价各环节的用能情况[58,60]。㶲分析能使不同质的能量有统一的衡量尺度，因此它比热分析更加完善,对系统的25 华南理工大学工程硕士学位论文评价更加科学和合理[51]。能量衡算法只能反映能量数量的损失，不能反映㶲的损失，因而不能科学地反映能量损失的根本原因。只有在能量衡算的基础上，进行㶲分析，才能找出能量损失的真正原因、大小和分布，为节能攻关指明正确的方向和途径。它可以对系统的用能状况作出科学深入的评价,揭示出㶲损失的原因，揭示出系统中㶲损失的最大环节，指明减少㶲损失的方法与途径，为有针对性地采取节能措施提供科学指导[61,62]。3.2.2多效蒸发系统㶲分析模型多效蒸发系统㶲分析的体系边界与本文3.1.2节中热分析的体系边界一致。图3-3多效蒸发系统㶲分析框图Fig.3-3Exergyanalysisdiagramofthemulti-effectevaporationsystem由图3-3所示，多效蒸发系统㶲分析框图中符号的意义为：EF——进料酒精废液带入的㶲，Ev——生蒸汽带入的㶲；EL1、EL2、EL3、EL4——分别为Ⅰ～Ⅳ效蒸发器冷凝水带出的㶲；Ev-4——Ⅳ效蒸发器二次蒸汽带出的㶲；Econ——出Ⅳ效蒸发器酒精废液带出的㶲；E2-v——抽用Ⅱ效蒸发器部分二次蒸汽带出的㶲。对于酒精废液多效蒸发系统而言，存在三类㶲流：1．输入㶲流E：生蒸汽和酒精废液带入的㶲；inEEE（3-16）inFv2．㶲损失E：由传热过程、流动过程和系统散热等不可逆性所引起的㶲损失；losses3．输出㶲流E：Ⅳ效蒸发器二次蒸汽带出的㶲、Ⅰ～Ⅳ效蒸发器冷凝水带出的㶲、out出Ⅳ效蒸发器酒精废液带出的㶲。EEEEEEEE（3-17）outL1L2L3L4v42vcon多效蒸发系统的㶲平衡关系可以表示为：26 第三章多效蒸发系统的能量分析输入系统的㶲—输出系统的㶲—㶲损失=系统的㶲变化EEEE（3-18）inoutlosses其中，E为输入系统的各种物质和能量的㶲之和（kJ/h），E为输出系统的各种inout物质和能量的㶲之和（kJ/h），E为不可逆过程造成的㶲损失总和（kJ/h），E为系统losses的㶲变化（kJ/h）。由于多效蒸发稳流系统没有物质和能量的积累，故E=0，则多效蒸发稳流系统的㶲平衡关系可由式（3-18）展开为：EEEEEEEEEE（3-19）FvLLLLvvconloss1234423.2.3多效蒸发系统㶲计算方法利用AspenPlus对蒸发过程进行㶲分析计算，先对蒸发过程做以下几点基本假设：（1）多效蒸发生产过程中，动能㶲和位能㶲都很小，可忽略不计[54]。（2）研究涉及的多效蒸发过程为物理变化过程，且不要求输出蒸发酒精废液或冷凝水等达到基准态组成，计算㶲时不考虑酒精废液的化学㶲差，仅对蒸发过程中冷凝水和水蒸汽及酒精废液的物理㶲值进行计算。（3）多效蒸发过程中流股的㶲值计算选取基态P0=1atm，T0=298.16K作为计算基准。3.2.3.1酒精废液密度经过本课题组研究，测定酒精废液密度实验，经拟合得到酒精废液密度的拟合关联式如下：958.644.72B（3-20）式中，——酒精废液密度，kg/m3；B——酒精废液锤度，°Bx。3.2.3.2饱和蒸汽㶲值EWe（3-21）vvvehh(-)-(-)Tss（3-22）vvv000式中，e——饱和蒸汽的比㶲,kJ/kg；h和s——分别为饱和蒸汽的比焓，kJ/kgvvv和比熵，kJ/（kg·K）；h和s——分别为基态温度、压力下饱和水的比焓，kJ/kg和比熵00kJ/（kg·K）。3.2.3.3酒精废液㶲值物理㶲是指系统相对于环境因温度和压力的不同而具有的㶲。稳流系统流股的比物27 华南理工大学工程硕士学位论文理㶲[53]：e可表示为FT,PT,PT00eCdTvdP(1)（3-23）FpT,P00T,PT0酒精废液多效蒸发系统为稳流系统，故酒精废液在状态（T、P）下的比物理㶲e可F用式（3-23）计算。多效蒸发操作过程中酒精废液温度与基准温度相差不大，可取此温度范围内的平均比热容C进行计算，结合式（3-20）的酒精废液密度的关系式，式（3-23）p展开得：T,PT,PT0T10eCdTvdPCTT(1)[()TIn()]()PP（3-24）Fpp000T,P00T,PTT001式（3-24）中，v表示酒精废液的比容，v（为酒精废液的密度），单位为m3/kg；P和P0分别为工况下酒精废液压力和基态压力，MPa；C为酒精废液比热容，pkJ/（kg·K)；T和T30分别为酒精废液温度和基态温度，K；为酒精废液的密度，kg/m。3.2.3.4饱和冷凝水㶲值EWe（3-25）LLLehhTs()()s（3-26）LLL000式中,e——饱和冷凝水的比㶲，kJ/kg；h和s——饱和冷凝水的比焓，kJ/kg和LLL比熵，kJ/（kg·K）；h和s——基态下饱和水的比焓，kJ/kg和比熵，kJ/（kg·K）。003.2.3.5饱和蒸汽比熵的计算[57,58]2sTT0.000050.0229.0561（3-27）vvv式中，s——饱和蒸汽的比熵，kJ/（kg·℃）；T——饱和蒸汽的温度，℃。vv3.2.3.6饱和冷凝水比熵的计算[57,58]0.8707sT0.0236（3-28）LL式中，s——饱和冷凝水的比熵，kJ/（kg·℃）；T——饱和冷凝水的温度，℃。LL3.2.3.7㶲损失任何实际生产过程中均需要一定的推动力,过程不可逆，因此造成㶲的损失[63]。在酒精废液多效蒸发过程中,过程㶲损失主要有传热过程㶲损失、系统散热㶲损失以及流动过程㶲损失三部分。28 第三章多效蒸发系统的能量分析（1）传热过程㶲损失传热是通过温差作为推动力，过程必然伴有㶲损失。其计算公式为[64]:TTHLETQ（3-29）Qlosses,0TTHL式中，TH与TL分别表示蒸汽、酒精废液的平均温度，K；其中，酒精废液与蒸汽的平均温度T为:mTTbeT（3-30）mTbInTe式中，T,T分别表示流体进出蒸发器的初态温度、末态温度，K。be（2）系统散热㶲损失多效蒸发过程中，总会有一部分热量以辐射或对流的方式从蒸发器散失到周围的环境中，则相应的散热㶲损失为：T0EQ(1)（3-31）Llosses,LTsurroud式中，QL——各效蒸发器散热损失的热量（kJ/h）；T0——基态温度（K），Tsorroud——蒸发器的表面温度，K。（3）流动过程㶲损失在酒精废液多效蒸发系统中，流动过程㶲损失主要包括酒精废液与饱和蒸汽在系统或设备流动过程中的㶲损失。酒精废液的流动过程㶲损失计算公式为[58]：VETp（3-32）flow0T式中，V为酒精废液体积，m3；T为酒精废液温度，K；p为酒精废液流动某设备或系统前、后压差，Pa。饱和蒸汽的流动过程㶲损失计算公式为："p1EVRTIn（3-33）flowvv0p2式中，V3p为饱和蒸汽流动前、v为饱和蒸汽流量，m/h；R为摩尔气体常数；p和v12后的压力，Pa。29 华南理工大学工程硕士学位论文3.2.4㶲评价准则3.2.4.1㶲效率在系统或设备的能量传递和转换过程中，将有效利用㶲E与供给㶲E的比值定gainpay义为系统或设备的㶲效率，用表示，即：eEgain=（3-34）eEpay式中，E为多效蒸发过程的有效利用㶲，kJ/h；E为多效蒸发过程的供给㶲，gainpaykJ/h。㶲效率是衡量系统或设备热力学完善度的重要指标。越高，表示由于不可逆ee因素所引起的㶲损失越小。多效蒸发系统及各效蒸发器的有效利用㶲E规定如下：gain多效蒸发系统有效利用㶲是Ⅳ效出料酒精废液与Ⅰ效进料酒精废液的㶲变化、抽用Ⅱ效部分二次蒸汽的㶲、Ⅳ效二次蒸汽的㶲与Ⅱ～Ⅳ效冷凝水的㶲之和；各效蒸发器的有效利用㶲是相应蒸发器产生的二次蒸汽、出蒸发器酒精废液与进蒸发器酒精废液的㶲变化之和。多效蒸发系统及各效蒸发器的供给㶲E规定如下：pay进入多效蒸发系统或Ⅰ效蒸发器的供给㶲是生蒸汽的㶲；Ⅱ～Ⅳ效蒸发器的供给㶲是前一效蒸发器二次蒸汽输往下一效蒸发器作为加热蒸汽的㶲。3.2.4.2单位蒸发供能以多效蒸发系统每蒸发1kg水所能对外提供的㶲作为衡量其对外供能的能力，即：EE2vL1E（3-35）externalW式中，E为单位蒸发供能，kJ/kg；W为多效蒸发系统总蒸发水量，kg/h；E、external2vE分别为抽用部分Ⅱ效二次蒸汽的㶲及生蒸汽冷凝水的㶲，kJ/h。L13.2.4.3㶲损率㶲损率是每效蒸发器的过程㶲损失占多效蒸发系统过程㶲损失的比值，即：Elosses（3-36）Elosses式中，Elosses为每效蒸发器的㶲损失，在多效蒸发系统及各效蒸发器中，过程㶲损失为传热过程㶲损失、散热㶲损失以及流动过程㶲损失三部分之和。30 第三章多效蒸发系统的能量分析3.2.5多效蒸发系统㶲分析计算结果多效蒸发系统㶲平衡表由表3-3所示，多效蒸发系统㶲损失包括四个蒸发器内的传热过程㶲损失和酒精废液及饱和蒸汽在多效蒸发系统的流动过程引起的㶲损失。多效蒸发系统㶲损失为Elosses=2099.15MJ/h，其中，传热过程㶲损失为1113.26MJ/h，占多效蒸发系统㶲损失为53.03%，占比最大，故降低多效蒸发系统传热温差引起的㶲损失是降低多效蒸发系统过程㶲损失的有效途径。另外，根据热平衡表和㶲平衡表得知，多效蒸发系统的㶲效率为40.79%，相比热效率68.44%，具有一定的节能潜力。对各效蒸发器进行㶲分析，其结果如表3-4所示。Ⅰ效蒸发器㶲损量为632.27MJ/h，㶲损失最大。其次为Ⅳ效蒸发器，㶲损量为623.10MJ/h。如表3-2和3-4所示，Ⅰ效蒸发器的热效率为79.13%，㶲效率仅为62.25%。Ⅳ效蒸发器的热效率为82.65%，㶲效率仅为55.19%。总体来看，Ⅰ效和Ⅳ效蒸发器的热效率高但㶲效率相对比较低，说明蒸发器表面看似能量损失小，但其用能不合理。由此可得出结论，该多效蒸发系统中的用能薄弱单元环节是Ⅰ效蒸发器和Ⅳ效蒸发器。由此可见，只有通过㶲分析才能确定这种热效率高但㶲效率低，也即看似能量损失小其实用能不合理的隐性高能耗装置，㶲分析的意义于此得到充分体现。根据本文2.3.4节中模拟的结果，Ⅰ～Ⅳ效蒸发器的有效传热温差分别是11.2℃、5.4℃、7.9℃、13.6℃。由于Ⅰ效蒸发器传热量最大，且进料酒精废液非沸点进入Ⅰ效蒸发器（沸点109.7℃），即生蒸汽须把进料酒精废液升温14.7℃才进行沸腾蒸发过程，传热温差较大（推动力增大）势必造成不必要的㶲损失，导致Ⅰ效蒸发器的㶲损量最大。Ⅳ效蒸发器传热温差最大导致其传热过程引起的㶲损失也较大，故Ⅳ效蒸发器的㶲效率仅有55.19%。综上分析可知，降低传热过程引起的㶲损失是降低多效蒸发系统过程㶲损失的主要途径。31 华南理工大学工程硕士学位论文表3-3多效蒸发系统㶲平衡表Tab.3-3Themulti-effectevaporationsystemexergybalancetable项目㶲值（MJ/h）百分比输进Ⅰ效生蒸汽4161.0582.28%入进Ⅰ效酒精废液896.2917.72%合计∑E5057.34100%出Ⅳ效酒精废液73.361.45%Ⅰ效冷凝水364.457.21%输抽用Ⅱ效部分二次蒸汽306.946.07%出Ⅱ—Ⅳ效冷凝水609.6712.05%Ⅳ效二次蒸汽1603.7731.71%多效蒸发系统散热㶲损失503.139.95%㶲损传热过程㶲损失1113.2622.01%失流动过程㶲损失482.769.55%合计∑E5057.34100%评价㶲效率ex-40.79%准则单位蒸发供能kJ/kg29.30表3-4各效蒸发器㶲分析结果Tab.3-4Theexergyanalysisresultsofeacheffectevaporator项目㶲损量（MJ/h）㶲损率/%㶲效率/%Ⅰ效蒸发器632.2730.2862.25Ⅱ效蒸发器388.3018.5978.00Ⅲ效蒸发器444.4921.2981.06Ⅳ效蒸发器623.1029.8455.19总损失2088.16100-32 第三章多效蒸发系统的能量分析3.3节能改造措施探讨基于AspenPlus软件模拟计算的多效蒸发系统热平衡表和㶲平衡表（如表3-1和3-3所示），从热分析的角度看，回收利用余热（如较高温度的冷凝水）的热量至多效蒸发系统，可以节省生蒸汽的用量，提高能量的利用率。从㶲分析的角度来看，多效蒸发系统的㶲损失主要是蒸发器内传热温差过程引起的。降低传热过程引起的㶲损失是降低多效蒸发系统过程㶲损失的主要途径。此外，酒精废液和蒸汽流经各设备引起的㶲损失也不可忽略。在满足生产要求与安全稳定的前提下，多效蒸发系统的节能改造措施有：（1）酒精废液进Ⅰ效蒸发器的温度过低，与Ⅰ效蒸发器汽室压力下的酒精废液沸腾温度相差较远，传热温差的增大势必造成不必要的㶲损失，降低蒸发效率。故需重新设计蒸发方案，利用二次蒸汽预热酒精废液使其达到沸点进料，增加Ⅰ效蒸发器的产汽量，提高蒸发器的能量利用率[65,66]。（2）多效蒸发系统中每效蒸发器排出的冷凝水泵送至污水处理厂，蕴含的能量没有得到有效利用，尤其前几效蒸发器排出的冷凝水有较高的温度，造成能量的损失。故需重新设计蒸发方案，考虑每一效冷凝水闪蒸的蒸汽作为下一效蒸发器的部分热源，回收的热量可提高系统的总效率，对于提高热能经济性起到了积极的作用。（3）多效蒸发系统的生蒸汽温度及末效真空度确定后，系统的总传热温差一定，总温差在效间的分配有一最优值，可以通过改变各效的传热面积而改变各效的传热温差，使多效蒸发系统生蒸汽用量最少[67]。（4）开发使用高效传热设备对蒸发器进行强化传热改造。具有高效良好传热性能的传热设备可提高蒸发器的总传热系数，进而减小每效蒸发器的传热温差，可实施更加多效的蒸发装置，减少生蒸汽的用量，充分提高生蒸汽的热能利用效率。（5）使用热能压缩器对二次蒸汽进行压缩，提高它的品位，使其具有更高的利用价值和利用次数，提高能量利用率。（6）做好系统的保温措施，减小系统的散热损失。另外，可以通过采用清洗管壁污垢以减小流动阻力，降低不必要的流动过程㶲损失。33 华南理工大学工程硕士学位论文3.4本章小结本章根据热力学第一定律、第二定律，以四效蒸发过程为系统，建立热分析和㶲分析模型。通过计算，得到各主要热流与㶲流。根据热分析和㶲分析结果，分析多效蒸发系统的能量利用情况，找出系统中用能的薄弱环节，提出可实施的节能改造措施，为提高该过程的能量利用率提供技术支撑。主要有如下几点结论：（1）从热分析的结果可知，回收利用余热（如较高温度的冷凝水）的热量至多效蒸发系统，可以减少生蒸汽的用量，提高能量的利用率。（2）㶲分析表明四个蒸发器的传热过程㶲损失为1113.26MJ/h，占多效蒸发系统㶲损失53.03%，在过程㶲损失中为最大比例。由此可知，多效蒸发系统的㶲损失主要是蒸发器内传热温差的不可逆过程引起的。因此，降低传热过程引起的㶲损失是降低过程㶲损失的主要途径。（3）热分析和㶲分析的结果表明多效蒸发系统中的用能薄弱环节是Ⅰ效蒸发器和Ⅳ效蒸发器。Ⅰ效蒸发器的热效率为79.13%，㶲效率仅为62.25%。Ⅳ效蒸发器的热效率为82.65%，㶲效率仅为55.19%。因此应重点对Ⅰ效蒸发器和Ⅳ效蒸发器进行改进优化，例如可以将传热面积进行再分配，或使用高效传热设备等，从而使其能量利用更加合理。（4）多效蒸发系统的热效率为68.44%，而㶲效率只有40.79%，表明其能量利用程度低，具有一定的节能潜力。（5）提出了一系列可实施的节能改造措施，如对蒸发器结构及蒸发系统的传热温差进行改造与优化，冷凝水闪蒸，改进酒精废液的预热方式、做好蒸发设备的保温措施以及清洗管壁污垢等。34 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证本章以广东省某酒精厂日处理量700吨糖蜜酒精废液蒸发浓缩装置为依据，在保证生蒸汽压力、末效真空度和出末效蒸发器酒精废液锤度不变的前提下，利用前文提出的可实施的节能改造措施对蒸发系统进行工程案例的设计与分析，使蒸发系统的用能水平与经济效益达到最优化。为了找到最佳的设计方案，对原有工厂运行的多效蒸发工艺流程进行改造，对上述任务按以下几种情况进行设计：（1）考虑冷凝水闪蒸的蒸发方案1；（2）改进酒精废液预热方式的蒸发方案2；（3）考虑冷凝水闪蒸和改进废液预热方式的蒸发方案3；（4）考虑预热器、蒸发器冷凝水闪蒸和改进预热方式的蒸发方案4；（5）考虑预热器、蒸发器冷凝水闪蒸进行余热回收和改进预热方式，同时以年度总费用为优化目标函数，对蒸发效数优化，可以得出结论：五效蒸发系统年费用最低，即蒸发方案5；（6）在蒸发方案5的基础之上，优化各效蒸发器的设备参数，应用Optimization模块，建立以生蒸汽用量为优化目标函数的优化设计数学模型，以一效蒸发室压力、二效蒸发室压力、三效蒸发室压力、四效蒸发室压力为决策变量（即每效面积的更改），利用ModelAnalysisTools中的Constraint模块建立出蒸发系统酒精废液锤度70作为约束条件，构建该系统的优化设计模型，应用SQP优化算法对其进行了优化计算，经计算得出蒸发方案6。4.1蒸发方案1——带冷凝水闪蒸4.1.1带冷凝水闪蒸的蒸发系统模拟流程20世纪60年代我国糖厂多效蒸发系统已开始采用闪蒸器从冷凝水中回收蒸汽[51]，各效蒸发器排出的冷凝水，其温度都较下一效加热蒸汽的温度高，这些冷凝水在低压之下将产生闪蒸，所得的蒸汽用于下一效蒸发器的热源，比较容易实施，在多效蒸发工艺中被广泛采用[68]。工厂实际流程中Ⅱ～Ⅳ效冷凝水泵送至污水处理厂，冷凝水的热量未得到充分利用。另外，有文献报道[68,80]，Ⅰ效冷凝水应以较低的温度泵送至锅炉车间，较高温的冷凝水易使离心泵产生汽蚀而容易损坏，故考虑Ⅰ效冷凝水经过闪蒸降温后泵送锅炉车间较合适。利用较高温的冷凝水减压闪蒸，闪蒸器的顶部排汽管与下一效蒸发器汽鼓的进汽管连接，闪蒸产生的蒸汽进入下一效蒸发器的汽鼓，回收的热量可节省生35 华南理工大学工程硕士学位论文蒸汽的用量，提高系统的能量利用率。本蒸发方案的工艺流程如图4-1所示，其在原有工厂多效蒸发工艺流程的基础上，将Ⅰ效蒸发器（E0303）加热室壳程的高温冷凝水送入一级冷凝水闪蒸器（V0304）进行减压闪蒸，闪蒸产生的蒸汽通入Ⅱ效蒸发器（E0306）加热室进行冷凝，经闪蒸后的冷凝水泵送至锅炉车间，作为锅炉用水。Ⅱ效蒸发器（E0306）加热室壳程的冷凝水送入二级冷凝水闪蒸器（V0307）进行减压闪蒸，闪蒸产生的蒸汽通入Ⅲ效蒸发器（E0308）加热室进行冷凝释放热量。经二级冷凝水闪蒸器（V0307）闪蒸后的冷凝水和Ⅲ效蒸发器（E0308）加热室壳程冷凝水进入三级冷凝水闪蒸器（V0309），闪蒸产生的蒸汽通入Ⅳ效蒸发器（E0310）加热室，经闪蒸降温后的冷凝水进入冷凝水暂存罐（V0311），经泵送至污水处理厂。Ⅱ～Ⅳ效冷却水由于压力不同且逐效降低，故冷凝水流经各级闪蒸器，冷却水逐级闪蒸降温。多效蒸发系统中的冷凝水闪蒸器（V0304、V0307、V0309）均为绝热闪蒸操作，一级冷凝水闪蒸器（V0304）的压力与Ⅱ效蒸发器汽鼓压力相等，二级冷凝水闪蒸器（V0307）的压力与Ⅲ效蒸发器汽鼓压力相等，三级冷凝水闪蒸器（V0309）的压力与Ⅳ效蒸发器汽鼓的压力相等。4.1.2工艺流程的模拟结果分析工厂实际运行过程中的Ⅰ～Ⅳ效蒸发器面积分别为850m2、700m2、700m2、700m2。本方案的各效蒸发器设计参数模拟结果如表4-1所示。表4-1各效蒸发器的设计参数模拟结果.Tab.4-1Thesimulationresultsofevaporator’sdesignparameters项目Ⅰ效蒸发器Ⅱ效蒸发器Ⅲ效蒸发器Ⅳ效蒸发器传热面积/m2827.03680.72693.73724.56加热室压力/kPa17013410570蒸发室压力/kPa134105702736 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证图4-1带冷凝水闪蒸的四效蒸发工艺流程简图Fig.4-1Four-effectevaporationprocessflowchartwithcondensatewaterflash37 华南理工大学工程硕士学位论文带冷凝水闪蒸的多效蒸发系统的AspenPlus模拟流程如图4-2所示：图4-2带冷凝水闪蒸的四效蒸发模拟流程图Fig.4-2Thesimulationflowchartoffour-effectevaporationwithcondensatewaterflash表4-2为本蒸发方案的工艺流程主要物流参数的模拟结果。根据本文2.3.4节对工厂运行的多效蒸发方案进行模拟，得出模拟结果，Ⅰ～Ⅳ效蒸发器产生的二次蒸汽分别为6124.24kg/h、6037.64kg/h、5417.54kg/h、5396.06kg/h。如表4-2所示，本蒸发方案使得Ⅰ效二次蒸汽量由6124.24kg/h减少至5938.43kg/h，而Ⅳ效二次蒸汽量由5396.06kg/h增加至5606.77kg/h，更多的水分通过后几效蒸发器被蒸发（总的蒸发水量几乎保持不变）。另外，Ⅳ效二次蒸汽量增多，一定程度上增加了冷却水的用量。表4-2主要物流参数的模拟结果Tab.4-2Thesimulationresultsofmainmaterialflowparameters项目S1S2S3VAPOR1VAPOR2VAPOR3VAPOR4温度/℃108101901081019066.7压力/kPa134105701341057027质量流量/（kg/h）96.2079.63233.115938.435986.765427.045606.77本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标参数如表4-3所示，对比表3-1、表3-3与表4-3的数据可知，本蒸发方案比工厂运行的蒸发方案节约生蒸汽用量191.82kg/h，减少2.59%，蒸汽经济性得到提高。热效率提高了1.34个百分点，这是由于闪蒸器产生的蒸汽回用蒸发系统，使生蒸汽用量减少，热效率得到一定的提高。㶲效率降低了1.63个百分点，这是因为该方案末效二次蒸汽量增多，传热量变大，但末效蒸发器传热温差38 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证较大，㶲效率较低，故末效传热㶲损失变大，导致系统㶲效率降低，幅度不大。单位蒸发供能变低，这是由于随着生蒸汽用量的减少，进入锅炉车间冷凝水所蕴含的能量也会降低。本蒸发方案节约生蒸汽用量191.82kg/h，进锅炉车间用水减少294.9kg/h。经过计算可知，本蒸发方案相当于节能385.5MJ/h。总体而言，本蒸发方案较工厂运行蒸发方案，减少了生蒸汽的用量，同时Ⅰ效冷凝水的闪蒸降温使离心泵不易发生汽蚀，比较容易实施，在多效蒸发过程中被广泛采用。表4-3本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标对比Tab.4-3Thecontrastbetweentheenergyconsumptionindexofthisevaporationschemeandtheplantoperationevaporationscheme项目本蒸发方案工厂运行蒸发方案生蒸汽用量/（kg/h）7221.787413.60单位蒸发供能/（kJ/h）26.8629.30热效率/%69.78%68.44%㶲效率/%39.16%40.79%4.2蒸发方案2——改进预热方式4.2.1改进预热方式的蒸发系统模拟流程如本文3.2.5节所述，Ⅰ效进料酒精废液温度过低，需要高品位生蒸汽对酒精废液进行加热至酒精废液沸点后，才进行沸腾蒸发过程，违背了“能级匹配、按质用能”的原则。酒精废液经预热器加热后的温度接近或达到酒精废液的沸点进入蒸发器时，可以减少不必要的传热㶲损失，提高蒸发器的能量利用效率[65]。抽用Ⅰ～Ⅱ效部分二次蒸汽和生蒸汽对酒精废液进行加热，使进料酒精废液维持沸腾状态，此举不仅增加了Ⅰ效的蒸发效率以及降低末效二次蒸汽量，也可以节省生蒸汽的用量。本蒸发方案的工艺流程见图4-3所示，其在工厂多效蒸发工艺流程的基础上，增加一台预热器，更改抽二次蒸汽加热酒精废液的方案。抽用Ⅱ效二次蒸汽680kg/h通入一级预热器（E0301）的壳程对酒精废液进行一级加热，抽用Ⅰ效二次蒸汽400kg/h通入二级预热器（E0302）的壳程对酒精废液进行二级加热，引入生蒸汽370kg/h对酒精废液进行三级加热，预热器壳程的二次蒸汽释放相变潜热得到冷凝水。经三级预热器加热39 华南理工大学工程硕士学位论文后，出预热器酒精废液的温度达到酒精废液的沸点进入Ⅰ效蒸发器（E0304），出三级预热器（E0303）壳程的冷凝水泵送至锅炉车间，作为锅炉用水。考虑工程设计实际，存在相变的情况下，酒精废液出口的温度应较加热蒸汽的温度至少低5℃，设定酒精废液出口温度比加热蒸汽温度低5℃。其中，预热器均为管壳式换热器，换热模式均为逆流换热。4.2.2工艺流程的模拟结果分析对于改进预热方式的多效蒸发系统，其各效蒸发器的设计参数如表4-4所示。表4-4各效蒸发器的设计参数模拟结果Tab.4-4Thesimulationresultsofevaporator’sdesignparameters项目Ⅰ效蒸发器Ⅱ效蒸发器Ⅲ效蒸发器Ⅳ效蒸发器传热面积/m2647.44688.44689.34686.19加热室压力/kPa17013410570蒸发室压力/kPa1341057027表4-1和表4-4中数据比较可看出，本蒸发方案比蒸发方案1能够较大程度地节约各效蒸发器的加热室传热面积，这是由于蒸发方案1的进料酒精废液温度较低，酒精废液在蒸发器中被加热至沸点，在加热的部分管段中，传热系数较低（管内为非相变传热），导致所需的传热面积较大。表4-5主要物流参数的模拟结果Tab.4-5Thesimulationresultsofmainmaterialflowparameters项目VP1VP2STEAM0VA1VA2VA3VA4温度/℃108101115.21081019066.7压力/kPa1341051701341057027流量/（kg/h）4006803656425.545970.695296.485281.42本蒸发方案的主要物流参数模拟结果如表4-5所示，其Ⅰ效蒸发器二次蒸汽量由6124.24kg/h增加至6425.54kg/h，而进入冷凝器的Ⅳ效二次蒸汽由原来的5396.06kg/h减少至5281.42kg/h，更多的水分通过Ⅰ效蒸发器被蒸发，另外，Ⅳ效二次蒸汽的减少，冷却水的用量也随之下降。40 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证图4-3改进预热方式的四效蒸发工艺流程简图Fig.4-3Four-effectevaporationprocessflowchartwithimprovingthepreheatingfeedmethod41 华南理工大学工程硕士学位论文图4-4改进预热方式的四效蒸发模拟流程图Fig.4-4Thesimulationflowchartoffour-effectevaporationwithimprovingthepreheatingfeedmethod本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标参数如表4-3所示，对比表3-1、表3-3及表4-6的数据可以看出，本蒸发方案的生蒸汽用量比工厂运行蒸发方案节约182.3kg/h，减少2.46%，热效率提高了1.22个百分点，㶲效率提高了4.13个百分点，同时单位蒸发供能从原来的29.30提高至38.60，多个参数显示预热方式的改进有助于节能，提高了蒸发系统的用能水平。多效蒸发系统热效率和㶲效率都有所提高，这是由于生蒸汽的减少导致热效率提高，同时酒精废液沸点进料大大减少Ⅰ效传热温差造成的㶲损失，故㶲效率有一定的提高。综上所述，通过改进预热方式使酒精废液达到沸点进料一定程度上提高了蒸发系统的用能水平，达到节能的目的。表4-6本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标对比Tab.4-6Thecontrastbetweentheenergyconsumptionindexofthisevaporationschemeandtheplantoperationevaporationscheme项目本方案工厂运行蒸发方案生蒸汽用量/（kg/h）7231.47413.6单位蒸发供能/（kJ/h）38.6029.30热效率/%69.66%68.44%㶲效率/%44.92%40.79%42 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证4.3蒸发方案3——带冷凝水闪蒸及改进预热方式4.3.1带冷凝水闪蒸及改进预热方式蒸发系统模拟流程本蒸发方案是结合冷凝水闪蒸的蒸发方案1与改进预热方式的蒸发方案2，其工艺流程如图4-5所示，即增加一台预热器使酒精废液加热至沸点进入蒸发系统与冷凝水闪蒸回收热量至蒸发系统两种相结合。4.3.2工艺流程的模拟结果分析图4-6为本蒸发方案的模拟流程，经过模拟分析，其各效蒸发器的设计参数及主要物流参数的模拟结果如表4-7和表4-8所示。表4-7各效蒸发器的设计参数模拟结果Tab.4-7Thesimulationresultsofevaporator’sdesignparameters项目Ⅰ效蒸发器Ⅱ效蒸发器Ⅲ效蒸发器Ⅳ效蒸发器传热面积/m2628.40674.04680.57713.10蒸发室压力/kPa1341057027加热室压力/kPa17013410570表4-8主要物流参数的模拟结果Tab.4-8Thesimulationresultsofmainmaterialflowparameters项目S1S2S3VAPOR4STEAMSTEAM0温度/℃1081019066.7115.2115.2压力/kPa1341057027170170质量流量/（kg/h）90.3778.31227.895522.646674.25370本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标参数如表4-9所示，对比表3-1、表3-3及表4-9的数据表明，与工厂运行蒸发方案相比，本蒸发方案节约生蒸汽用量369.35kg/h，减少了4.98%，热效率提高了2.69个百分点，㶲效率提高了4.11个百分点，同时单位蒸发供能从原来的29.30提高至38.19，多个参数表明该方案有助于节能，提高蒸发系统的用能水平。43 华南理工大学工程硕士学位论文图4-5带冷凝水闪蒸及改进预热方式的四效蒸发工艺流程简图Fig.4-5Four-effectevaporationprocessflowchartwithimprovingthepreheatingfeedmethodandcondensatewaterflash44 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证图4-6带冷凝水闪蒸及改进预热方式的四效蒸发模拟流程Fig.4-6Thesimulationflowchartoffour-effectevaporationwithimprovingthepreheatingfeedmethodandcondensatewaterflash如表4-9所示，本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标对比。表4-9本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标对比Tab.4-9Thecontrastbetweentheenergyconsumptionindexofthisevaporationschemeandtheplantoperationevaporationscheme项目本方案工厂运行蒸发方案生蒸汽用量/（kg/h）7044.257413.6单位蒸发供能/（kJ/h）38.1929.30热效率/%71.13%68.44%㶲效率/%44.90%40.79%4.4蒸发方案4——带预热器冷凝水闪蒸及改进预热方式4.4.1带预热器冷凝水闪蒸及改进预热方式蒸发系统模拟流程如图4-7所示，本蒸发方案在蒸发方案3的基础上，将一级预热器（E0301）壳程的冷凝水送入三级冷凝水闪蒸器（V0310）进行减压闪蒸，闪蒸产生的蒸汽通入Ⅳ效蒸发器（E0311）加热室进行冷凝。二级预热器（E0302）壳程的冷凝水送入二级冷凝水闪蒸器（V0308）进行减压闪蒸，闪蒸产生的蒸汽通入Ⅲ效蒸发器（E0309）加热室进行冷凝。三级预热器（E0303）壳程的冷凝水送入一级冷凝水闪蒸器（V0305）进行减压45 华南理工大学工程硕士学位论文闪蒸，闪蒸产生的蒸汽通入Ⅱ效蒸发器（E0307）加热室进行冷凝，经闪蒸降温后的冷凝水泵送至锅炉车间，作为锅炉用水。4.4.2工艺流程的模拟结果分析对本蒸发方案工艺流程的模拟分析，各效蒸发器设计参数、主要物流参数的模拟结果及本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标对比如表4-10，表4-11及表4-12所示。表4-10各效蒸发器的设计参数模拟结果Tab.4-10Thesimulationresultsofevaporator’sdesignparameters项目Ⅰ效蒸发器Ⅱ效蒸发器Ⅲ效蒸发器Ⅳ效蒸发器传热面积/m2627.24672.85679.67715.53加热室压力/kPa17013410570蒸发室压力/kPa1341057027表4-11主要物流参数的模拟结果Tab.4-11Thesimulationresultsofmainmaterialflowparameters项目S1S2S3VAPOR4温度/℃1081019066.7压力/kPa1341057027质量流量/（kg/h）93.6883.43249.585541.96表4-12本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标对比Tab.4-12Thecontrastbetweentheenergyconsumptionindexofthisevaporationschemeandtheplantoperationevaporationscheme项目本蒸发方案工厂运行蒸发方案生蒸汽用量/（kg/h）7032.577413.6单位蒸发供能/（kJ/h）36.2829.30热效率/%71.47%68.44%㶲效率/%44.76%40.79%46 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证图4-7带预热器冷凝水闪蒸及改进预热方式的四效蒸发系统工艺流程简图Fig.4-7Four-effectevaporationprocessflowchartwithimprovingthepreheatingfeedmethodandpreheatingsystemcondensatewaterflash47 华南理工大学工程硕士学位论文图4-8带预热器冷凝水闪蒸及改进预热方式的蒸发系统模拟流程Fig.4-8Thesimulationflowchartofimprovingthepreheatingfeedmethodandpreheatingsystemcondensatewaterflash本蒸发方案与工厂运行蒸发方案的能耗指标参数如表4-12所示，对比表3-1、表3-3及表4-11、表4-12的数据可知，与工厂运行蒸发方案相比，本蒸发方案节约生蒸汽用量369.35kg/h，减少5.14%，热效率提高了3.03个百分点，㶲效率提高了3.97个百分点，同时单位蒸发供能由29.30提高至36.28。另外，进入冷凝器的末效二次蒸汽由原来的5396.06kg/h增加至5541.96kg/h，减少了冷却水的用量。总体来说，本蒸发方案较工厂运行方案节能5.14%，能够显著提高系统的用能水平，节能显著。4.5蒸发方案5——效数的优化4.5.1经济分析概述经济分析，是利用技术经济学知识对工业过程进行分析，其主要目的是从经济效益的角度出发，给出技术上最优化的方案，获得更好的经济效益。4.5.2经济分析目标及前提本研究在建立适用于多效蒸发过程的经济分析方法后，分别对二、三、四、五效蒸发系统进行经济分析，横向对比不同蒸发方案的成本。对于多效蒸发系统而言，增加效数是改善系统运行性能的有效途径，但并非效数越多越好。因为随着效数的增加，受管路阻力、溶液沸点升高等因素引起的传热温差损失增加，节能率增加比例减小，且系统总有效传热温差降低，传热面积不断增大，设备年折旧费用不断提升。根据工程经验，48 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证为了使蒸发操作能够有效进行，各效蒸发器中有效温差不得小于5℃，如果传热温差太低的话，蒸汽不能将酒精废液充分加热，酒精废液中的水分蒸发量降低，而且流动过程中容易造成结焦，故不能让传热温差太低。所以，应根据实际情况综合考虑因效数增加所节省的生蒸汽费用与设备折旧费用来寻求最佳蒸发效数。在进行经济分析前，先根据实际情况为部分数据取值：（1）本研究以广东省某酒精厂处理酒精废液量700吨/日的多效蒸发系统为依据，其榨季约为每年的12月至次年3月（平均30天/月，全天24小时运行）为多效蒸发系统的运行时间；（2）低压蒸汽状态保持不变，压力为0.17MPa的饱和生蒸汽；（3）酒精废液经二次蒸汽预热至沸点进入多效蒸发系统，末效蒸发器的真空度保持不变，设计规定末效蒸发器出口的酒精废液锤度保持70不变。4.5.3经济分析方法建立多效蒸发系统年度总费用包括生产运行操作费用和相关设备折旧费用，生产运行操作费用包括年消耗生蒸汽费用、真空系统年度操作费用，设备年折旧费用包括各效蒸发器的年折旧费用、一级、二级、三级预热器与冷凝器年折旧费用和真空系统的年折旧费用。该多效蒸发系统的年度总费用J（元/a）可以表示为[69]：JJJJJJ（4-1）12345式中J——预热器与冷凝器年折旧费，元/a；J——蒸发器年折旧费，元/a；12J——年消耗生蒸汽费用，元/a；J——真空系统年度费用，元/a；J——冷凝水储345罐、闪蒸器、浓缩液储罐年折旧费，元/a。4.5.3.1预热器与冷凝器年折旧费用J1酒精废液的预热器均为管壳式换热器，其年折旧费用估算方法采用文献[69,70]中的管壳式换热器费用估算模型，该模型为：2.29F0.65cexch,JA1350.5()（4-2）1nF()FFF（4-3）cexch,dexch,pexch,mexch,式中，A——换热器的传热面积（m2）；n——换热器的使用年限，本文中取n=10；F——换热器的类型校正系数，其取值范围如表4-13所示；F——换热器的压dexch,pexch,力校正系数，其取值范围如表4-13所示；F——换热器的材质校正系数，其取值范mexch,49 华南理工大学工程硕士学位论文围如表4-14所示。表4-13校正系数Fd,exch和Fp,exchTab.4-13CorrectioncoefficientFd,exchandFp,exch设计类型Fdexch,设计压力Fpexch,釜式1.35≤1.00.00浮头式1.002.10.10U型管式0.852.80.25固定管板式0.85.50.52--6.90.55表4-14换热器壳程和管程材质系数Tab.4-14Heatexchangershellandtubematerialcoefficient碳钢碳钢碳钢不锈钢不锈钢钛换热面积/m2碳钢黄铜不锈钢不锈钢钛不锈钢≤9.31.001.051.542.504.1010.289.3～46.51.001.101.783.105.2010.6046.5～92.91.001.152.253.266.1510.7592.9～464.51.001.302.813.758.9513.05464.5～929.01.001.523.524.5011.1016.604.5.3.2蒸发器年折旧费用J2蒸发器的年折旧费用J与其加热室的传热面积有直接的关系，其费用估算模型采用2文献中的公式计算，目前国内均采用文献[43,45,69,71]推荐的方法：nJ2FcBiAhi{}4400(620)1.2(0.6670.0287)（4-4）i1式中：F为装置年折旧维修率，文中取0.15；B为蒸发器材质价格，生产蒸发器c采用不诱钢材料，厂家报价为1.5万元/吨；A2i为第i效蒸发器的传热面积，m；hi为系统增资系数（根据传热面积取值）。50 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证4.5.3.3年消耗生蒸汽费用J3多效蒸发系统年生蒸汽费用J与系统年运行时间（h/a）、生蒸汽进汽量D1（kg/h）3以及生蒸汽单价有关。本文将生蒸汽温度看作变量，将J看作是系统年运行时间、生蒸3汽流量和生蒸汽单价的函数，其计算式为[69,72]：JDc（4-5）31式中：为装置年运行时间，h；D表示生蒸汽质量流量，kg/h；c为加热蒸汽单位1价格，元/kg。其中生蒸汽单位价格会受到生蒸汽压力、温度的影响，根据蒸汽的热力学状态查表可知蒸汽的热焓，以标准煤低位发热量为29270kJ/kg来换算为等价的标煤用量，根据标煤用量和价格，就可以算出来生蒸汽的单位价格，元/kg。4.5.3.4真空系统年度费用J4真空系统使用的是水喷射式冷凝器，其冷却水循环使用，所以冷却水成本可视为零。动力费用主要是水泵的电费，对于一定蒸发量的多效蒸发系统，影响真空系统年度操作费用和折旧费用的主要因素是末效的真空度，真空度越大电耗费用将越大，同时真空系统的折旧费用也越大。本优化设计中对于末效真空度采用定值设计，故横向对比中这一项为定值，不将其作为决策变量进行优化计算。4.5.3.5冷凝水储罐、闪蒸器及浓缩液储罐年折旧费用J5JFaVffb（4-6）512c式中，V代表储罐或闪蒸器的容积，f为压力校正系数，f为材质校正系数，f、121f及回归系数a、b的值均可通过査表求得[43,73]。24.5.4优化结果与分析利用AspenPlus软件建立以等温差原则设计的多效蒸发系统，且蒸发效数为2～6效，蒸发效数为6时，传热温差为3.7℃＜5℃，因此本文仅对2-5效的蒸发系统进行计算比较。将模拟计算所得加热蒸汽流量和传热面积等参数代入前文所述的蒸发系统经济分析方法，计算出不同蒸发效数对应的年度总费用和生蒸汽用量见表4-15所示。51 华南理工大学工程硕士学位论文表4-15不同蒸发效数对应的系统性能参数Tab.4-15Systemperformanceparameterscorrespondingtothedifferentnumberofeffects效数生蒸汽质量流量（kg/h）总传热面积（m2）年度总费用（万元）2128623078647.738957.83130470.047000.73906386.555817.15137345.0图4-9、图4-10分别为多效蒸发系统的年度总费用以及设备年折旧费用和运行操作费用横向对比结果。由图4-9和图4-10中可以看出，随着效数的增加，设备年折旧费用相应提高，生产运行操作费用降低。其中，蒸发系统从2效增加至5效，设备年折旧费用增加38.6万元，生产运行操作费用减少341.3万元，从这些计算结果看虽然设备费用有所增加，但是增加的幅度较小，生蒸汽用量大幅降低导致生产运行操作费用不断下降。总体上来说，随着效数的增加，年度总费用不断降低，随着蒸发系统由2效变为3效时，年度总费用快速减少。随着效数的增加，减小的幅度逐渐下降，5效蒸发系统年度总费用达到最小值。这是由于随着效数的增多，虽然增加了设备折旧费用，但是生蒸汽的消耗大幅度降低，生产运行操作费用大幅降低，故年度总费用呈不断下降的趋势。相比工厂运行蒸发方案的年度总费用403.6万元（表4-17所示）节省58.6万元。因此可以认为，对于本文所建立的基本设计条件，五效为最优蒸发效数。图4-9年度总费用随蒸发效数的变化Fig.4-9Variationofannualtotalcostwitheffectnumber52 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证图4-10设备年折旧费用和运行操作费用随效数的变化Fig.4-10Variationofinvestmentandoperatingexpensesofequipmentwitheffectnumber4.6蒸发方案6——优化设计参数本节在蒸发方案5的基础之上，对其进行系统优化设计参数。优化的过程是在满足各效热量衡算、物料衡算、传热速率方程的基础上，在保证生蒸汽压力、末效蒸发室真空度和出末效酒精废液锤度保持70不变的情形下，应用Aspen中Optimization模块，Optimization模块采用优化模块，调整操纵变量来使指定的某个目标函数值最大或最小。在本次系统优化中，建立以生蒸汽用量最小为目标函数的优化设计数学模型，输入相关初始参数对多效蒸发系统进行热力学计算，应用SQP优化算法，以一效蒸发室压力、二效蒸发室压力、三效蒸发室压力、四效蒸发室压力为决策变量，其实质等价于通过改变各效蒸发器的传热面积而改变各效的传热温差。利用ModelAnalysisTools中的Constraint模块建立以出末效蒸发器酒精废液锤度70作为约束条件，构建该系统的优化设计模型，对其进行优化计算。各效蒸发器的优化设计参数的模拟结果如表4-16示。表4-16各效蒸发器的优化设计参数模拟结果Tab.4-16Thesimulationresultsofoptimizeddesignparametersforeacheffectevaporator项目Ⅰ效Ⅱ效Ⅲ效Ⅳ效Ⅴ效传热面积/m2544.6510744.51111.8923.2传热温差/℃5.25.35.75.45.8蒸发室压力/kPa136.6107.28059.227加热室压力/kPa170136.6107.28059.253 华南理工大学工程硕士学位论文4.7不同蒸发方案的模拟计算结果与讨论不同蒸发方案的总传热面积和年度总费用的模拟计算结果如表4-17所示。工厂运行蒸发方案年度总费用403.6万元，蒸发方案6的年度总费用为339.1万元，蒸发方案6比工厂运行蒸发方案节省年费用16.0%，最多可节省64.5万元。经过优化的蒸发方案6生蒸汽用量为5750.0kg/h，与工厂实际运行数据相比，节约生蒸汽用量1663.6kg/h（39.9吨/日），节能22.4%。综上所述，蒸发方案6不仅生蒸汽用量最少，且年度总费用最少，节约生蒸汽的经济效益远大于设备折旧费用因总传热面积增加41.7%而增加的费用，经济性最优。另外，依据本文3.1节和3.2节介绍的热分析和㶲分析模型，对多效蒸发系统进行能量分析，优化蒸发方案6的热效率为78.42%，较工厂运行蒸发方案提高了9.98个百分点。㶲效率为47.91%，较工厂运行蒸发方案提高了7.12个百分点，提高了多效蒸发系统的能量利用率。作为优选，选择蒸发方案6为最终的蒸发方案。表4-17不同蒸发方案模拟计算结果的比较Tab.4-17Theresultsofdifferentevaporationschemes项目生蒸汽质量流量（kg/h）总传热面积（m2）年度总费用（万元）工厂蒸发方案7413.63670403.6蒸发方案17221.83636393.9蒸发方案27231.33727396.6蒸发方案37044.33736387.7蒸发方案47032.63731387.1蒸发方案55817.45426345.0蒸发方案65750.05199339.1蒸发方案6综合考虑各方面因素的影响，不仅利用余热的方法提高系统内能量利用率，同时也对多效蒸发系统传热面积进行优化配置，虽然每年的设备费用有一定增加，但生蒸汽用量减少非常显著，有效降低系统的总费用。本研究中以年度总费用和生蒸汽用量为目标函数作为优选准则，既能体现系统热力性能的优化，又体现了经济性能的优化，优化目标函数更合理。经过上述分析可知，蒸发方案6不仅年度总费用最低，同时节省生蒸汽用量最多，达到了节能性与经济性的统一。54 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证4.8多效蒸发优化系统工艺流程4.8.1工艺流程及说明如图4-11所示为优化设计蒸发方案6的工艺流程简图，该多效蒸发系统主要由标准蒸发器、预热器、冷凝水闪蒸器、冷凝水暂存罐、浓缩液排出泵、浓缩液储罐等组成。蒸馏工序自粗馏塔塔底排出的酒精废液被定量送至预热器进行加热，热源来自Ⅰ、Ⅱ效部分二次蒸汽和少量生蒸汽。抽用Ⅱ效二次蒸汽680kg/h通入一级预热器（E0301）的壳程对酒精废液进行一级加热。抽用Ⅰ效二次蒸汽400kg/h通入二级预热器（E0302）的壳程对酒精废液进行二级加热。引入386kg/h生蒸汽通入三级预热器（E0303）的壳程对酒精废液进行三级加热，酒精废液被三级预热器加热至Ⅰ效蒸发室压力下酒精废液的沸点。酒精废液以生蒸汽作为热源进行蒸发过程，每效产生的二次蒸汽进入下一效作为热源使用，Ⅴ效二次蒸汽直接进入真空冷凝器。由于采用顺流蒸发流程，酒精废液在压力差的推动下自动流入下一效，依次经Ⅰ效至Ⅴ效蒸发器蒸发浓缩后，酒精废液最终被浓缩至约70°Bx，离开多效蒸发系统送入专用锅炉焚烧。将一级预热器（E0301）的冷凝水送入三级冷凝水闪蒸器（V0310）进行降压闪蒸，闪蒸的蒸汽通入Ⅳ效蒸发器加热室壳程进行换热冷凝。二级预热器（E0302）的冷凝水送入二级冷凝水闪蒸器（V0308）进行降压闪蒸，闪蒸的蒸汽通入Ⅲ效蒸发器加热室壳程进行换热冷凝。三级预热器（E0303）的冷凝水送入一级冷凝水闪蒸器（V0305）进行降压闪蒸，闪蒸的蒸汽通入Ⅱ效蒸发器加热室壳程进行换热冷凝，经闪蒸器降压后的冷凝水泵送至锅炉车间，作为锅炉用水。第Ⅱ～Ⅴ效蒸发器的冷凝水可以直接回用做糖蜜酒精生产稀释用水或经进一步处理后做循环冷却水使用。其中，一级冷凝水闪蒸器（V0305）的压力与Ⅱ效蒸发器汽鼓压力相等（通过平衡管线将闪蒸器与下一效蒸发器汽鼓相连），二级冷凝水闪蒸器（V0308）的压力与Ⅲ效蒸发器汽鼓压力相等，三级冷凝水闪蒸器（V0310）的压力与Ⅳ效蒸发器汽鼓压力相等。为了防止不同闪蒸器之间串汽的可能，闪蒸器应当设置适宜的液位控制阀，利用控制阀控制好每个闪蒸器的水位以造成水封。Ⅴ效二次蒸汽冷凝器通过真空管线与真空泵相连，以维持多效蒸发系统所需的真空环境。55 华南理工大学工程硕士学位论文4.8.2多效蒸发系统主要装置设计参数本研究以广东省某酒精厂日处理量700吨糖蜜酒精废液蒸发浓缩装置为依据进行重新设计，作为优选，选择蒸发方案6作为最终的蒸发方案，其具有汽耗少、最经济合理等优点。系统设备主要有3台酒精废液预热器、5台标准式蒸发器、4台冷凝水闪蒸器、真空冷凝器、冷凝水暂存罐、真空泵、浓缩液排出泵，浓缩液储罐等。有研究表明，游离酸是碳钢腐蚀的主因[74,75]。由1.1.1节可知，酒精废液为高浓度有机酸性废液，PH为3.5～5，酸度高，对多效蒸发系统碳钢设备腐蚀很严重，因此本文制作的系统设备材料全部采用304号不锈钢。多效蒸发系统主要装置设计参数如表4-18所示。表4-18多效蒸发系统主要装置设计参数Tab.4-18Designindexofmulti-effectevaporativeconcentrationdevice项目设计指标酒精废液处理量/（t/d）700生蒸汽用量/（kg/h）5750生蒸汽压力/MPa0.17一级预热器管壳式换热器，材料304，面积342m2二级预热器管壳式换热器，材料304，面积241m2三级预热器管壳式换热器，材料304，面积252m2一效蒸发器标准式蒸发器，材料304，面积545m2二效蒸发器标准式蒸发器，材料304，面积510m2三效蒸发器标准式蒸发器，材料304，面积745m2四效蒸发器标准式蒸发器，材料304，面积1112m2五效蒸发器标准式蒸发器，材料304，面积923m2冷凝水闪蒸器共5个，材料304，每个2m356 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证图4-11多效蒸发优化系统工艺流程简图Fig.4-11ProcessflowdiagramoftheMEDOptimizationsystem57 华南理工大学工程硕士学位论文4.9多效蒸发器过程的强化传热改造光滑管在标准式蒸发器内最常用，有成本低、制造简单等优点，但传热效率偏低。研究表明，可采用强化传热管对汽鼓改造，达到增大传热系数、提高热能利用率的效果。图4-12螺旋槽纹管结构Fig.4-12Structureofthespiralslottube螺旋槽纹管结构如图4-12所示，在制造过程中通过轧制工艺在传热管表面加工出螺纹槽，可强化管内流体传热和沸腾。研究表明，螺旋槽纹管的整体传热性能为光滑管的2～4倍[76,77]，可广泛用于液体和气体的对流、沸腾和冷凝传热。本文提出对蒸发器汽鼓进行强化传热改造，选用螺旋槽纹管作为换热元件替代原有的光滑管。相对于常规光滑管蒸发器，螺旋槽纹管蒸发器的传热系数增加一倍（以此进行模拟计算）。管内外传热得到强化，降低换热过程的传热温差，可实施更加多效的蒸发装置，充分提高生蒸汽的热能利用率。工厂运行蒸发方案采用四效标准式蒸发器，提出以螺旋槽纹管替代光滑管的改造方案，可将多效蒸发系统由四效增加为六效。保持进Ⅰ效蒸发器酒精废液流量、锤度、生蒸汽压力不变，末效出口酒精废液流量、锤度、末效真空度不变，对改造方案的效果进行计算分析。经过模拟分析可知，六效蒸发方案的生蒸汽用量为4812.4kg/h，相比工厂运行蒸发方案降低约35.1%。热效率为79.70%，提高了11.26个百分点。㶲效率为49.10%，提高了8.31个百分点。采用螺旋槽纹管六效蒸发系统的设备参数如表4-19所示。表4-19采用螺旋槽纹管六效蒸发系统的设备参数Tab.4-19Theequipmentparametersofspiralgroovedtube6-effectevaporationsystem项目Ⅰ效Ⅱ效Ⅲ效Ⅳ效Ⅴ效Ⅵ效蒸发器传热面积/m2359.5372.6366.7393.4513.1687.25加热室压力/kPa170142120987956蒸发室压力/kPa1421209879562758 第四章多效蒸发系统设计方案及效果验证4.10本章小结本章以广东省某酒精厂日处理量700吨糖蜜酒精废液蒸发浓缩装置为依据，从工艺流程的改造入手设计不同的能量利用方案，分别用冷凝水闪蒸回收余热、加热酒精废液使其达到沸点进料等不同节能改造措施设计不同的能量利用方案。结合热经济分析法，从热效率、㶲效率、生蒸汽用量等指标综合评价系统在不同蒸发方案下的用能水平与经济性。得到如下结论：（1）多效蒸发系统采用冷凝水闪蒸回收余热、加热酒精废液使其达到沸点进料等节能改造措施，可以减少生蒸汽的用量，提高系统能量利用率，年度总费用也有减少。（2）建立多效蒸发系统的经济分析方法，运用等温差原则设计不同效数的蒸发系统，以年度总费用最低为优化目标函数确定最佳蒸发效数，得出5效为最佳蒸发效数，设其为蒸发方案5。（3）对蒸发方案5进行系统优化设计参数得出蒸发方案6。评价分析多个蒸发方案的用能水平与经济性，研究结果表明：与工厂现有流程相比，蒸发方案6热效率提高了9.98个百分点，㶲效率提高了7.12个百分点，年减少生蒸汽用量约4791吨，能量利用率显著提高，节能效果最佳。此外，蒸发方案6年度总费用还可以减少64.5万元，使企业经济效益显著提高。作为优选，选择蒸发方案6为最终的蒸发方案。（4）对蒸发设备提出了改造方案，即选用螺旋槽纹管作为换热元件替代原有的光滑管。经过这种强化传热改造，可将多效蒸发系统由原来的四效增加为六效。生蒸汽用量相较现有用量降低约35.1%，热效率提高了11.26个百分点，㶲效率提高了8.31个百分点。有效提高了多效蒸发系统的能量利用率，节能效果十分明显。59 华南理工大学工程硕士学位论文第五章蒸发器气液分离装置的改造5.1蒸发器气液分离装置现状近年来，随着蒸发器蒸发能力的不断提高，气液（雾沫）分离变得越来越重要，它们的主要功效是：将蒸发气体中夹带的液滴进行回收或捕捉下来，使气体中的除水之外（有机组分）的含量降低，降低冷凝水COD，减少后期环保的总投入。则需要在塔顶设置气液分离装置，使气体夹带的液滴回流至蒸发器，保证后续设备的正常操作。目前，酒精厂的蒸发器气液分离装置中，按照其结构形式分为惯性式、离心式和表面接触式[78]，气液分离装置用于分离蒸发器中气体夹带的液滴。酒精厂进行的蒸发工序较复杂，工况不够稳定，传统的蒸发器气液分离装置结构设计不够合理，目前常见的气液分离装置均存在一些缺陷，传统惯性气液分离装置流速损失较大；表面接触式气液分离装置存在磁环间通道较小，并且磁环易破碎，有可能掉落废液中，清理困难；离心式气液分离装置存在制造困难、清理困难的缺憾[79]。现有气液分离装置结构复杂、不便拆卸维护、沉积的污垢清洗比较困难，长此以往，容易使气液分离装置造成堵塞以致效率下降甚至失去其应有的功能。所以制造一种气液分离效果好、拆装维护便捷、方便清除污垢的高效气液分离装置显得非常重要。5.2本装置技术方案的实施方式与原理5.2.1本装置技术方案的具体实施方式为了达到气液分离效果好，拆装维护便捷、方便清除污垢的目的，本装置采用如下技术方案：一种可拆式高效气液分离装置，安装在蒸发器的上部，其特征在于：包括锥形挡板、多孔板、侧面挡板、除沫板体、壳体、排气筒、内套筒、挡板圈；排气筒的下端穿过壳体的上端面伸入壳体内部，侧面挡板设置在壳体的上端面上且首尾闭合形成除沫腔室，除沫板体安装固定在壳体的上端面且设置在除沫腔室内，内套筒的下端固定在壳体的下端面，内套筒的上端从下往上伸入排气筒内，排气筒的内壁设有多块位于排气筒和内套筒之间的挡板圈，壳体的下方设有开口朝下的锥形挡板，锥形挡板的下端外围设有一圈多孔板；壳体的下端面设有回流口，内套筒的下部设有将内套筒的内部和壳体内部连通的通道，壳体的上端面设有将侧面挡板的内部与壳体的内部连通的多孔通道。其中，①作为一种优选，排气筒为圆筒形，上端穿过蒸发器伸出蒸发器外；侧面挡板为圆筒形，内套筒为圆筒形，挡板圈为圆环形，锥形挡板为开口朝下的圆锥形，多孔板为圆环形，壳体为倒圆台形；②作为一种优选，排气筒的下端与壳体的下端面留有间隙，60 第五章蒸发器气液分离装置的改造内套筒的下端紧贴壳体的下端面，挡板圈的外圈紧贴排气筒的内壁，挡板圈的内圈与内套筒的外壁留有间隙；③作为一种优选，挡板圈的数量为多个，上下平行排列；挡板圈从外上方向内下方沿着径向倾斜10～30°；④作为一种优选，壳体的下端面倾斜，一侧高一侧低，回流口位于较低的一侧；⑤作为一种优选，回流口接U形的液封回流管，液封回流管位于壳体的下端面的下侧；⑥作为一种优选，壳体的上端面与排气筒焊接，侧面挡板通过上挡板支架与蒸发器的内壁相接，锥形挡板通过支承钢架与蒸发器的内壁相接，多孔板通过下支架与蒸发器的内壁相接；⑦作为一种优选，除沫板体包括至少六组波纹板组，所有波纹板组沿着圆周依次排列成环形，相邻波纹板组之间通过螺丝可拆卸式连接；波纹板组由多块波纹板沿着径向叠置组成，相邻波纹板之间设有垫圈，波纹板通过螺丝可拆卸式连接；⑧作为一种优选，波纹板的褶皱自上而下至少弯成八折。5.2.2本装置技术方案的工作原理本技术方案的气液分离装置工作原理是：含夹带液滴的气体自下而上上升，首先受锥形挡板和多孔板的阻挡，含液量高的气体变成液滴回流，而含液量稍低的气体继续上升，经由多波纹形波纹板组组成的除沫板体进行除沫处理，经过除沫板体的蒸汽中夹带的液滴受到惯性作用碰撞到壳体作180°的转弯流动（惯性分离作用）自下而上排气筒以及内套筒组成的折流型通道，这些液滴沿管壁向下流到壳体的下端面，在下端面较低的一端进而通过液封回流管回流到蒸发器内，经过多次的除沫处理，气体由蒸发器的排气筒排出（此时排出的气体含有机组分及冷凝水COD含量都很低）。本装置操作简单，维护方便。1-多孔板2-锥形挡板3-侧面挡板4-内套筒5-上挡板支架6-排气筒7-挡板圈8-除沫板体9-壳体10-液封回流管11-下支架图5-1气液分离装置的结构示意图Fig.5-1Thestructurediagramofthegas-liquidseparationdevice61 华南理工大学工程硕士学位论文如图5-1所示，一种可拆式高效气液分离装置包括多孔板、锥形挡板、侧面挡板、内套筒、上挡板支架、排气筒、挡板圈、除沫板体、壳体、液封回流管、下支架。本实用装置具有如下优点：1．具有气液分离效果好、安装维护方便、方便清除污垢的优点。气体首先受多孔板和锥形挡板的阻挡，含液量高的气体变成液滴回流，而含液量稍低的气体继续上升，经由多波纹形波纹板组组成的除沫板体进行除沫处理，之后进入由排气筒和内套筒之间的折流通道，气体经过多次折流，气体聚集，加快了气体中雾滴的降落，提高了分离的效率。最后含有微量液体的蒸汽从排气筒的上部出口流出蒸发器。其中，被除沫板体、折流通道分离出来的雾滴汇集于底板并流入较低一侧的液封回流管，之后回流进入蒸发器。2．由于除沫板体的波纹板和波纹板组均采用可拆卸方式连接，在波纹板有积污的情况下，可以很容易地将波纹板组拆下清洗，维护方便。62 结论与展望结论与展望结论本论文以广东省某酒精厂日处理量700吨糖蜜酒精废液蒸发浓缩装置为依据，针对现有糖蜜酒精废液多效蒸发方案存在能耗高的问题，在计算机模拟和能量分析的基础上，提出节能改造方案并进行了比较，获得以下结论。（1）利用AspenPlus过程模拟软件，建立单台蒸发器和多效蒸发系统模型，以工厂运行糖蜜酒精废液蒸发浓缩装置和操作数据为参照进行验证，证明所建模型是准确和可用的。（2）以热力学第一定律、第二定律为依据，以四效蒸发过程为系统，建立热分析和㶲分析模型。分析结果表明：该系统的用能薄弱环节为Ⅰ效蒸发器和Ⅳ效蒸发器。据此，提出可实施的节能改造措施，为提高蒸发过程的能量利用率提供技术支撑。（3）从工艺流程改造入手，设计了不同的能量利用方案，采用热效率、㶲效率、生蒸汽用量、年度总费用等指标综合评价了不同方案的用能水平与经济性。经模拟计算可知，蒸发方案6在提高系统的经济效益和降低能耗方面有最佳效果，热力性能最优。蒸发方案6作为优选，与工厂现有流程相比，热效率提高了9.98个百分点，㶲效率提高了7.12个百分点，年生蒸汽用量减少了4791吨，提高了系统的能量利用率。同时，蒸发方案6节省年度总费用（生产运行操作费用和相关设备折旧费用之和）最多，可以节省年度总费用约64.5万元，达到了节能与经济性的双重目的。（4）对蒸发设备提出了改造方案，即选用螺旋槽纹管作为换热元件替代原有的光滑管，由此，蒸发系统可由四效增加为六效。改造后，生蒸汽用量相比现有工厂运行流程降低了35.1%，热效率提高了11.26个百分点。㶲效率提高了8.31个百分点，有效提高了多效蒸发系统的能量利用率。（5）针对蒸发器气液分离装置效率较低、出现雾沫夹带现象、不便拆卸维护、沉积的污垢清洗比较困难等问题，提出了对蒸发器气液分离装置改进方案，为生产实践工作提供参考。展望本论文虽在糖蜜酒精废液多效蒸发浓缩过程的模拟和能量分析、经济分析上做了部分工作，但以下内容仍需进一步深入研究：（1）在采用AspenPlus对多效蒸发系统建模时，本研究对糖蜜酒精废液组分进行63 华南理工大学工程硕士学位论文了简化处理，仅考虑废液中有代表性的组分。在后续研究中，可通过化学分析检测得到糖蜜酒精废液所有成分，输入模型计算可得到更加准确的结果。（2）可进一步研究蒸发系统与其它系统进行能量耦合，形成一个完整的换热网络，对热量的利用进一步挖掘潜力。（3）本论文针对糖蜜酒精废液多效蒸发系统中气液分离装置提出了改进方案，可对多效蒸发系统中其他部件开展研究。（4）本论文建立了糖蜜酒精废液多效蒸发过程的经济分析方法，今后可进一步根据实际运营经验，总结出企业管理费用、厂房等基建投资的折旧费用等，使经济分析结果更具说服力。64 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