氧化鋁生產(chǎn)蒸發(fā)工序的分析

彭小奇 ，宋國(guó)輝，宋彥坡 ，張建智，劉振國(guó)

(1. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083；2. 中南大學(xué) 信息科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083；3. 湖南第一師范學(xué)院 信息科學(xué)與工程系，湖南 長(zhǎng)沙，410205)

我國(guó)氧化鋁生產(chǎn)與工業(yè)發(fā)達(dá)國(guó)家相比，在能耗方面存在較大差距[1]。其中，蒸發(fā)工序擔(dān)負(fù)著平衡全廠水和堿的作用，能耗尤為顯著：其汽耗占總汽耗的30%～40%，成本占總成本的10%～12%[2]。因此，降低蒸發(fā)工序的能耗對(duì)降低氧化鋁生產(chǎn)成本具有重要意義。為提高蒸發(fā)工序的運(yùn)行性能和用能效率，氧化鋁生產(chǎn)科研工作者進(jìn)行了長(zhǎng)期探索和研究，其主要成果可概括為2類：通過(guò)更新升級(jí)設(shè)備提高蒸發(fā)系統(tǒng)或單元的性能[3-4]；根據(jù)長(zhǎng)期運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)或工業(yè)試驗(yàn)優(yōu)化操作參數(shù)或方式[5]。然而，關(guān)于蒸發(fā)工序能耗的熱力學(xué)分析研究報(bào)道較少或不夠深入。為降低蒸發(fā)工序的能耗，使用熱力學(xué)分析方法研究其能耗狀況非常必要。作為一種更科學(xué)的熱力學(xué)分析方法，分析已用于指導(dǎo)眾多部門(mén)的節(jié)能工作，如電力、化工和鋼鐵等[6-8]。但分析在有色冶金工業(yè)尤其是氧化鋁生產(chǎn)上的應(yīng)用很少。郭沈[9]曾將分析應(yīng)用于間接加熱的預(yù)脫硅過(guò)程，但未將物料的化學(xué)考慮在內(nèi)。目前，尚無(wú)氧化鋁生產(chǎn)的主要中間物流，即工業(yè)鋁酸鈉溶液值計(jì)算式的報(bào)道。而溶液的值，尤其是化學(xué)的計(jì)算，需要使用溶液的密度、比熱容，各組分的活度因子和標(biāo)準(zhǔn)化學(xué)等性質(zhì)，常常成為應(yīng)用分析的一大障礙。目前，已有成熟的工業(yè)鋁酸鈉溶液密度和比熱容的計(jì)算方法[10-12]；Zhou等[13]和Li等[14]分別用實(shí)驗(yàn)和理論方法研究了NaOH-NaAl(OH)4-H2O體系的活度因子，彭小奇等[15]發(fā)展了一種基于 Bromley模型的 NaOHNaAl(OH)4-Na2CO3-H2O體系活度因子的計(jì)算模型；鄭丹星等[16]修正了龜山-吉田環(huán)境模型并更新了元素的標(biāo)準(zhǔn)化學(xué)。本文作者將在此基礎(chǔ)上，推導(dǎo)并討論工業(yè)鋁酸鈉溶液的計(jì)算式；對(duì)中國(guó)鋁業(yè)中州分公司四效蒸發(fā)器-三級(jí)閃蒸器系統(tǒng)的進(jìn)行全面深入分析，以便尋找系統(tǒng)的用能薄弱環(huán)節(jié)，確定能耗損失的部位、大小及原因，為進(jìn)一步的節(jié)能改造、優(yōu)化指明方向。

1 流程簡(jiǎn)介

中國(guó)鋁業(yè)中州分公司蒸發(fā)V組所采用的四效管式降膜蒸發(fā)器-三級(jí)閃蒸器蒸發(fā)系統(tǒng)如圖 1所示，其中除E4(末)效蒸發(fā)器無(wú)預(yù)熱器外，其他各效均有預(yù)熱器。新蒸汽進(jìn)入 E1效，經(jīng)換熱后變?yōu)槔淠僖来谓?jīng)過(guò)1-1號(hào)、1-2號(hào)和1-3號(hào)等冷水罐回收部分余熱，其余冷凝水被排出體系，而相應(yīng)3個(gè)冷凝水罐中產(chǎn)生的二次蒸汽分別用于加熱E1，E2和E3效蒸發(fā)器。蒸發(fā)原液首先分別進(jìn)入E4和E3效蒸發(fā)器，然后依次經(jīng)過(guò)E2和E1效蒸發(fā)器以及S1，S2和S3級(jí)閃蒸器蒸發(fā)濃縮。E4效蒸發(fā)器產(chǎn)生的乏汽被水冷卻后排出體系，其余各效產(chǎn)生的二次蒸汽依次分別用于加熱前一效蒸發(fā)器和本效預(yù)熱器。三級(jí)閃蒸器產(chǎn)生的二次蒸汽分別供入E1，E2和E3效預(yù)熱器，與上一效蒸發(fā)器的出料進(jìn)行混合預(yù)熱。

2 工業(yè)鋁酸鈉溶液的值計(jì)算

圖1 中國(guó)鋁業(yè)中州分公司蒸發(fā)工序流程圖Fig.1 Flow sheet of the evaporation process in Zhongzhou Branch of Chalco

2.1 物理

根據(jù)相關(guān)的計(jì)算方法[18-19]，考慮到偏摩爾性質(zhì)和易用性，將工業(yè)鋁酸鈉溶液密度[10]和比熱容[11]的擬合式代入式(1)，得其比物理的計(jì)算式為：

式中：ρNK，ρA和ρNC分別為工業(yè)鋁酸鈉溶液中苛性堿、氧化鋁和碳酸堿的質(zhì)量濃度，g/L；ρs為工業(yè)鋁酸鈉溶液的密度，kg/m3。

在蒸發(fā)工序運(yùn)行條件下，工業(yè)鋁酸鈉溶液的密度為 1 200～1 400 kg/m3且|p-p0|＜0.5，故式(2)末項(xiàng)(即(p-p0)×103/ρs)的值相對(duì)較小。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)計(jì)算顯示，式(2)末項(xiàng)的值占式(2)值的-3%～2%，因此，可忽略式(2)末項(xiàng)，即忽略壓力對(duì)工業(yè)鋁酸鈉溶液物理的影響，且在熱工測(cè)試中可以省去對(duì)某些測(cè)試難度較大位置的壓力測(cè)試。這既可減少測(cè)試工作量，也有利于設(shè)備安全運(yùn)行和壽命維護(hù)。

2.2 化學(xué)

式中：xi為溶液中第i種組分的摩爾分?jǐn)?shù)；ei為溶液中第i種組分的標(biāo)準(zhǔn)化學(xué)，kJ/mol；fi為使用摩爾分?jǐn)?shù)時(shí)溶液中第i種組分的活度因子；R為摩爾氣體常數(shù)，8.314 J/(mol·K)。

根據(jù)熱力學(xué)基本原理，將式(4)和(5)改寫(xiě)為：

式中：mi為溶液中第i種組分的質(zhì)量摩爾濃度，mol/kg；γi為使用質(zhì)量摩爾濃度時(shí)溶液中第 i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(jì)算模型[15]獲得。

將RT0/1 000=2.479代入式(7)，并經(jīng)單位換算和簡(jiǎn)化后，可得工業(yè)鋁酸鈉溶液比化學(xué)的計(jì)算式為：

式中 ：ρw為單位體積工業(yè)鋁酸鈉溶液所含水的質(zhì)量，kg/m3。

以某次穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)下熱工測(cè)試所得數(shù)據(jù)為例，根據(jù)式(2)和(8)計(jì)算蒸發(fā)原液和各效(級(jí))出料的比物理、比反應(yīng)和比擴(kuò)散，結(jié)果如表1所示。由表1可見(jiàn)：比反應(yīng)遠(yuǎn)大于其他兩者之和，因此，總對(duì)其變化非常敏感，在具有化學(xué)反應(yīng)的其他氧化鋁生產(chǎn)工序的分析中，需注意成分分析的精度。而蒸發(fā)工序無(wú)化學(xué)反應(yīng)，理論上溶質(zhì)各組分的總質(zhì)量不變，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)也近似守恒，故可認(rèn)為蒸發(fā)料液的反應(yīng)總量不變，可不計(jì)入反應(yīng)項(xiàng)。在表1中，比擴(kuò)散出現(xiàn)了正、負(fù)兩類值，這與環(huán)境模型的規(guī)定和活度因子有關(guān)，不影響分析結(jié)果的正確性。

表1 蒸發(fā)料液的工藝參數(shù)及其值Table1 Process parameters and exergy values of materials in evaporation process

表1 蒸發(fā)料液的工藝參數(shù)及其值Table1 Process parameters and exergy values of materials in evaporation process

注：E1～E4和S1～S3分別表示相應(yīng)蒸發(fā)器和閃蒸器的出口料液。

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3 蒸發(fā)工序的效率分析

式中：Eg為系統(tǒng)或單元的收益(系統(tǒng)或E4效蒸發(fā)器的收益是進(jìn)出蒸發(fā)系統(tǒng)或E4效蒸發(fā)器的物料的增；其他單元的收益是相應(yīng)單元的出料(包括增濃后的料液和二次蒸汽)與進(jìn)料相比的増)；Ep為系統(tǒng)或單元的支付(系統(tǒng)或E1效蒸發(fā)器的支付是新蒸氣供入的；其他單元的支付是相應(yīng)蒸發(fā)器或閃蒸器所供入的二次蒸汽的)。

圖2 蒸發(fā)系統(tǒng)及各單元的效率Fig.2 Exergy efficiencies of evaporation system and its units

4 四效蒸發(fā)器的損失分析

4.1 外部損失

在3次測(cè)試工況下，蒸發(fā)系統(tǒng)及各效冷凝水和末效乏汽外排形式的外部損系數(shù)rEX見(jiàn)表2。

表2 冷凝水和末效乏汽的損系數(shù)Table2 Exergy loss coefficients of condensed waters and exhausted vapor

表2 冷凝水和末效乏汽的損系數(shù)Table2 Exergy loss coefficients of condensed waters and exhausted vapor

注：rEXV(E4)為E4效蒸發(fā)器外排乏汽引起的外部損系數(shù)；rEXW(Ei)為 Ei效蒸發(fā)器外排冷凝水引起的外部損系數(shù)；rEX(SYS)為整個(gè)蒸發(fā)系統(tǒng)的外部損系數(shù)。

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測(cè)試數(shù)據(jù)表明：1-3號(hào)和4號(hào)冷凝水罐排水的平均溫度約為95 ℃，末效冷凝水和乏汽的平均溫度約為60 ℃，而蒸發(fā)原液的平均溫度約為49 ℃。可見(jiàn)，1-3號(hào)和4號(hào)冷凝水罐的排水與蒸發(fā)原液間溫差較大；另外，雖然末效乏汽溫度較低，但其相變潛熱較大。因此，用冷凝水和乏汽預(yù)熱蒸發(fā)原液是一條值得探索的節(jié)能途徑。

4.2 內(nèi)部損失

表3 四效蒸發(fā)器的傳熱損系數(shù)Table3 Exergy loss coefficients due to heat transfer in four-effect evaporations

表3 四效蒸發(fā)器的傳熱損系數(shù)Table3 Exergy loss coefficients due to heat transfer in four-effect evaporations

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E1，E2和E3等三效蒸發(fā)器中預(yù)熱器內(nèi)混合過(guò)程造成的混合損失均較小，系統(tǒng)的總混合損失相應(yīng)較小。在3次測(cè)試工況下，蒸發(fā)系統(tǒng)的混合損系數(shù)rMT分別為0.023，0.016和0.030。

5 結(jié)論

(4) 為了實(shí)現(xiàn)蒸發(fā)工序的節(jié)能，建議加強(qiáng)冷凝水和二次蒸汽的余熱回收利用，優(yōu)化蒸發(fā)系統(tǒng)操作參數(shù)及傳熱溫差分布，并改進(jìn)預(yù)熱器的使用方式。

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