螺桿水蒸氣壓縮機的MVR系統在堿回收中的應用

高磊，張凱，董冰，邢子文

（西安交通大學能源動力工程學院，陜西 西安 710049）

應用技術

螺桿水蒸氣壓縮機的MVR系統在堿回收中的應用

高磊，張凱，董冰，邢子文

（西安交通大學能源動力工程學院，陜西 西安 710049）

印染企業采用熱泵系統回收堿液能有效降低環境污染，節省能耗。本文針對堿回收熱泵系統中水蒸汽壓縮機溫升小而造成效數不夠的問題，提出采用螺桿水蒸汽壓縮機替代羅茨式、離心式壓縮機構成機械壓縮式（MVR）系統。建立了系統各部件的數學模型，首先對系統工況的可行性進行核算，隨后在合適的工況條件下計算了不同效數的MVR系統和蒸汽動力壓縮式（TVR）系統的熱力性能，并比較了各系統回收堿液的經濟性。結果表明，在壓縮機入口為一個大氣壓的條件下將質量分數4%的廢堿液濃縮到30%不宜采用TVR系統；同時MVR系統的理論COP均高于20，且理論COP及換熱器面積隨處理效數增加而增加。采用螺桿水蒸汽壓縮機構成的三效系統的經濟性較其他系統要高，與羅茨機構成的雙效系統相比，企業一年即可收回增加的固定成本。在綜合考慮壓縮機耗功以及設備成本的情況下，印染企業采用螺桿壓縮機進行三效處理即可達到較好的節能效果。關鍵詞：機械壓縮式系統；堿液回收；螺桿水蒸汽壓縮機；數學模擬

在環境污染問題日趨嚴重以及節約能源的迫切需求下，目前許多印染企業采取濃縮絲光淡堿液加以回用的方式來達到節能減排的目的。采用高溫高壓蒸汽直接加熱廢液進行單效濃縮的方式，消耗蒸汽量大，換熱過程劇烈，且濃縮過程產生的二次蒸汽得不到利用，整體能耗較大。

多效處理能有效利用前效二次蒸汽的能量作為下一效的加熱蒸汽，但是末效產生的廢汽直接冷凝排放，消耗生蒸汽的同時又損失大量低溫潛熱；熱泵蒸發技術是將大量無法直接利用的低品位二次蒸汽通過壓縮過程提升為高品位的熱源來加熱工質的一種蒸發方式。蒸發過程中既回收了潛熱又利用了壓縮功，所以具有較顯著的節能效果。熱泵蒸發按照原理的不同分為兩類[1]：機械壓縮式（MVR）和蒸汽動力壓縮式（TVR）。蒸汽動力壓縮式利用蒸汽噴射泵，以少量高壓蒸汽為動力，將部分二次蒸汽引射并混合后進入加熱室作加熱蒸汽用。顧兆林等[2]探討了蒸噴熱泵應用于多效蒸發工藝的技術，并進行了節能分析和計算。潘萬貴[3]分析了蒸汽噴射熱泵在堿液多效蒸發系統中的節能效果。但是TVR系統在蒸發操作中需要一定數量的新蒸汽，對二次蒸汽潛熱的利用程度也不及MVR系統。李清方等[4]建立了基于TVC的油田污水脫鹽系統的工藝流程設計計算模型，結果表明TVC系統的熱力學完善度相對較低，與多效蒸發系統聯合使用是改善系統性能的基本途徑之一。

近年來伴隨著對MVR系統及水蒸氣壓縮機的研究，利用MVR熱泵蒸發系統進行蒸發處理、能量回收得到一定發展。韓東等[5]利用Aspen模擬得到MVR在硫酸銨溶液蒸發結晶系統中分別比三效、四效蒸發器節省 61.13%、53.48%的標準煤。區藏器等[6]針對垃圾填埋滲濾液提出合理的MVR工藝組合和適用設備方案。李清方等[7]提出用機械蒸汽壓縮蒸發技術對油田污水進行脫鹽處理的熱力完善度高，在其他條件允許的情況下，提高系統的運行溫度有利于改善系統的性能。趙慶霞等[8]采用雙效逆流機械壓縮式熱泵對紡織印染廠的廢堿液進行蒸發濃縮回收再利用，實驗結果表明，可以把質量分數6%的稀堿液濃縮到25.5%，系統能效比為12.26。顧承真等[9]利用Aspen Plus模擬軟件得到以離心壓縮機驅動MVR時，蒸汽壓縮比控制在1.8～2.2比較合理。何志龍等[10]設計了一套螺桿水蒸汽壓縮機系統，并得出MVR系統中傳熱溫差是影響壓縮機性能的主要參數的結論。

位于MVR熱泵蒸發系統核心部位的水蒸氣壓縮機類型包括活塞式、離心式、螺桿式以及羅茨式。早期，高壓型壓縮機應用較廣，但運行壓力高，結構復雜，節能的收益幾乎全被高昂的機器價格和維修費用所抵消，后來逐漸退出市場[11]。離心式和羅茨式具有生產能力大、動平衡特性好、振動小的優點，被廣泛用在熱泵制鹽、海水淡化工藝中，但受壓比小、對工質中的霧粒敏感以及易于腐蝕等機械制約，應用范圍窄，不適于堿液的濃縮。

螺桿機型能克服上述缺點。由于螺桿壓縮機屬于容積旋轉式壓縮機，兼具活塞壓縮機、透平壓縮機的優勢[12]。在壓縮比為2～5、溫升20～50℃的條件下仍可擴大其經濟運行范圍[13]。隨著螺桿水蒸氣壓縮機的深入研究，可以預見采用螺桿水蒸氣壓縮機的MVR系統回收印染企業的廢堿液具有較好的前景。本文將模擬計算帶螺桿水蒸氣壓縮機的三效和四效MVR系統的熱力性能，并將其與采用離心式、羅茨式壓縮機的MVR系統以及帶噴射器的TVR系統進行對比，進而分析螺桿水蒸汽壓縮機在堿回收中的優勢。

1 多效蒸發熱泵系統介紹

1.1 蒸發方式的選擇

蒸發系統中換熱器采用防結垢性能好的降膜蒸發器。由于堿液的黏性隨其濃度的升高而顯著增大，并且若采用順流方式進行加熱，則濃度高的蒸發器內加熱蒸汽的溫度低，會導致各效傳熱系數逐漸降低，蒸發到最后一效傳熱系數很小；若采用逆流多效方式，每效傳熱系數可基本相同。同時逆流流程中，料液由溫度最低的末效加入，加熱升溫小，所需熱量少，而且所需能量由前一效的二次蒸汽提供，此蒸汽在前面的效多次利用，能量利用率較高，所以對以下系統均采用逆流換熱的方式。宋繼田等[14]對多效蒸發中的最佳效數進行了研究，確定生蒸汽的經濟性如表1所示，表明從經濟性考慮多效處理并不宜超過五效。同時，離心機、羅茨機相對于螺桿機型壓比小，二次蒸汽壓縮后的溫升相對低，在單效溫差一定的前提下，效數少于螺桿機型，據此分別對單效系統采用離心機，對雙效系統采用羅茨機，對三效及四效系統采用螺桿機和噴射器。根據水蒸氣的物性可以發現，汽化潛值隨壓力升高而降低，逆流流程中，如不做任何改進，各效產生二次蒸汽隨各效壓力降低而減少，這對蒸發過程來說是不利的。蒸發流程的設計過程中通過高壓冷凝液閃蒸補氣的方法使得各效均能增發出等量的二次蒸汽。

1.2 熱泵蒸發系統的流程

以三效系統的流程為例，將蒸發流程繪制如圖1所示。廢堿液預熱后通過進料泵由第三效進入，在第三效蒸發器中被上一效的二次蒸汽和閃蒸汽加熱濃縮，完成液被輸送到下一效蒸發器中進行蒸發，直到進入第一效濃縮到所需濃度；第三效產生的二次蒸汽進入壓縮機壓縮成高溫高壓氣體，進入首效加熱來自第二效的堿液。引出少部分第一效冷凝水噴入壓縮機內以消除其出口過熱的問題。余下冷凝水閃蒸后與蒸發器產生的二次蒸汽混合作為加熱蒸汽進入第二效蒸發器加熱來自第三效的堿液，直到循環進入第三效，其產生的二次蒸汽達到壓縮機入口完成一個循環。

表1 效數與生蒸汽經濟性(D/E)min的關系

圖1 三效逆流蒸發熱泵系統的流程

2 多效蒸發熱泵系統的數學模型

根據三效熱泵系統流程，本文對蒸發部分建立了物料守恒、熱量守恒模型，對氣體壓縮部分分別建立壓縮機模型和噴射器模型。首先對系統作如下假定：①蒸發過程中溶質不揮發；②不計熱損失以及濃縮熱。

2.1 系統物料衡算

溶質質量守恒[式（1）]

各效蒸發水量iw[式（2）]

總蒸發水量[式（3）]

2.2 系統熱量衡算

蒸汽全部用于加熱堿液，不計耗散，考慮到噴液量少，不計噴水量不影響可行性的核算，第一效的加熱蒸汽量按進口計算。根據進出各效熱量相同，得到如下各效的能量守恒等式[式（4）]。

整理式（4）得到對整個蒸發系統的能量守恒式[式（5）]。

各效冷凝液進入閃蒸罐閃蒸的能量平衡式由總體焓值不變得到[式（6）]

式中，w1m=w1+s0；w2m=w2+s1；w0=w3+win

2.3 蒸汽壓縮部分

2.3.1 壓縮機功率、吸氣量

對于螺桿壓縮機而言，水蒸氣壓縮過程等熵指數不斷變化，其壓縮功W可按進出口蒸汽焓差計算[式（7）]。

2.3.2 壓縮機噴水量

因為等熵壓縮時，水蒸氣溫升較快，為避免出口溫度太高，現向羅茨和螺桿壓縮機內噴水，根據進出壓縮機能量守恒得到式（9）。

2.3.3 噴射器引射生蒸汽量

對于TVR類型熱泵系統，蒸汽壓縮部分的核心噴射器的引射系數根據文獻[15]計算，則所需生蒸汽的量可以通過式（10）計算。

2.4 各效溶液沸點

各效溶液沸點ti高于各效相應壓力下飽和二次蒸汽溫度，其主要原因是溶液中溶質的存在使得溶液蒸汽壓下降，從而導致溶液沸點高于純水的沸點，其值記為；根據杜林法則可以認為，濃度x一定的某溶液沸點t和相同壓力下標準液體（水）的沸點T呈直線關系[式（11）][16]。

式中，k=1+0.142x；m=150.75x2-2.71x。

2.5 有效傳熱溫差

除了以上由于堿液沸點升高導致的各效有效傳熱溫差的損失外，還應包括液面高度造成液體內部壓強高于液面導致的沸點升高值，以及除第一效外二次蒸汽流動至下一效過程中流動阻力引起的壓降而產生的傳熱溫差損失。在降膜蒸發器中較小，的值一般取0.5～1℃，本文計算過程中取'+=1℃，所以蒸發過程的有效傳熱溫差為式（12）。

對于第一效 Δt1=T0-t1

2.6 換熱量、換熱面積

使用堿液蒸發過程中的總傳熱系數Ui可按式（13）計算[17]。

各效蒸發冷凝器的換熱量Qi由冷凝潛熱釋放[式（14）]。

3 多效蒸發熱泵系統的理論計算

由于多效蒸發處理過程復雜，本文先假設各效蒸發器的工況，針對不同效數的熱泵系統進行工況的可行性核算。在核算后的工況下，計算出采用不同壓縮機構成的多效系統的熱力性和經濟性。

3.1 印染企業實際需求

根據文獻[18]中印染企業用堿濃度要求以及印染企業廢堿液情況，設定進料廢堿為4%，出口濃度為30%，質量流量為2.1t/h，依次對單效、雙效，三效、四效系統進行計算。

3.2 方案可行性核算

一般降膜蒸發器的最小傳熱溫差不低于5℃[19]，假設第一效的有效傳熱溫差（壓縮機出口壓力下飽和蒸汽與第一效堿液的溫差）為7℃，同時假設3種壓縮機等熵效率為η=0.75，生蒸汽的壓力為0.8MPa，堿液預熱后進入蒸發器時能達到沸點。

多效系統工況的合理性是在假定各效蒸發量以及操作壓力的情況下，根據式（4）和式（5）計算各效產生二次蒸汽的焓值以及濃縮終了堿液的焓值是否符合該假定壓力、濃度下的值來判斷的。單效系統不用校核。對于雙效至四效系統，首先按經驗設定各效產生二次蒸汽量相同，即w1=w2=…=wi；末效操作壓強為大氣壓，上、下效間壓差0.02MPa。查表得到進料口溶液焓值Hi+1=400kJ/kg ，壓縮機入口蒸汽焓值hin=2675.57kJ/kg 。

3.2.1 雙效蒸發熱泵系統

表2 二效系統中各效二次蒸汽、溶液的物性

根據假定工況計算得到r1c=2214.7kJ/kg ，小于表2中二次蒸汽汽化潛熱，說明操作壓力設置合理；根據壓縮機出口壓力計算得到h0=2843.6kJ/kg 。代入式（5）得到末效的溶液焓值計算值為：H1c=558kJ/kg ，大于表2中溶液熱焓值，說明雙效系統可以將4%廢堿液濃縮至30%。

3.2.2 三效蒸發熱泵系統

按照雙效中壓縮機出口壓力的方法計算得到三效系統出口壓力Pd=0.232MPa 。各效溶液沸點、蒸汽溫度、汽化潛熱值、溶液焓值歸納如表3。

根據假定工況計算得到：三效處理時r1c=2235kJ/kg,r2c=2228.1kJ/kg,H1c=483.3kJ/kg均小于表3中理論值，說明各效壓力設置合理，出口濃度能達到預設要求。

表3 三效系統中各效二次蒸汽、溶液的物性

表4 四效系統中各效二次蒸汽、溶液的物性

3.2.3 四效蒸發熱泵系統

按照雙效中壓縮機出口壓力的方法計算得到四效系統出口壓力Pd=0.274MPa,各效溶液沸點、蒸汽溫度、汽化潛熱值、溶液焓值歸納如表4。

首先，求得彈簧伸長量為0 mm時整個系統所需最小舉升力FL min(方向為豎直向上)，當FL=FL min時，機械臂不會起到承受負載的作用。在ADAMS靜力學仿真中通過逐步減小FL，可以得到機械臂保持靜平衡的具體位置[18]。設FL為隨時間變化的函數，通過ADAMS靜力學仿真，得出舉升高度隨時間變化的曲線，經過相應的處理就可以得到舉升力與舉升高度的關系。本文所測量的彈簧伸長量為0 mm、外負載為10 kg時的最小舉升力為118 N左右，為方便測量，將最小舉升力設為120 N，則FL=120-20×t，仿真時間為6 s。

根據假定工況計算得到：四效處理時r3c=2235.9kJ/kg,r2c=2256.3kJ/kg,r1c=2223kJ/kg,H1c=501.8kJ/kg ；第二效的二次蒸汽汽化潛熱不滿足假定壓力下汽化潛熱值，此時可以適當降低第二效的蒸發壓力、提高第一效的壓力，以增大冷凝液閃蒸汽量，同時提高二次蒸汽的理論閾值；但二次蒸汽作為下一效加熱汽，蒸汽壓不可降低太多，當P1=0.165MPa,P2=0.135MPa,Pd=0.282MPa 時重新核算得到=2240kJ/kg,=2230kJ/kg,=488.8kJ/kg, 濃縮基本可以達到預期要求。

3.3 系統熱力性能的計算結果

根據式（10）計算出采用帶羅茨壓縮機的雙效系統所需的噴水量為0.016kg/s，帶螺桿壓縮機的三效、四效系統所需量分別為0.013kg/s、0.012kg/s，可以看出噴水量占吸氣量的比例不到10%，對前面系統核算影響不大。

根據上述核算后的工況，按照多效熱泵蒸發系統的數學模型計算出單效至四效MVR系統和三效、四效TVR熱泵系統的熱力性能，包括壓縮機吸氣量、功率、換熱器換熱量、換熱面積、生蒸汽量等數據歸納如表5所示。

表5 多效蒸發熱泵系統熱力性能比較

3.4 經濟性分析

采用熱泵系統回收廢堿液之前，印染企業的費用包括經由廢液處理廠凈化處理廢堿液的費用、購買堿液的花費。現在，處理廢堿液的固定成本主要包括蒸發系統的核心部件壓縮機、換熱器，噴射器相對于壓縮機而言價格便宜可忽略。運營成本包括耗電、生蒸汽。

根據市場價格，每噸30%堿液價格按900元計算，每噸廢水的處理價格按2元計算。則簡單處理年費用為

電價為每千瓦小時1元，生蒸汽為每噸230元。換熱器為每平方米500元，離心機、羅茨機、螺桿機價格分別為6萬元、5萬元、9萬元（四效處理時7萬元）。蒸發系統每天工作24h，一年365天，將配置不同壓縮機的多效蒸發熱泵系統的成本歸納如表6。

將表6中數據與簡單處理的年運行費用進行對比，可以看出采用多效蒸發熱泵系統處理技術均比簡單凈化處理節省年運行費用。并且，通過比較表6中雙效、三效系統可以發現，螺桿水蒸氣壓縮機構成的三效熱泵系統具有較高的經濟性，與羅茨機型構成的雙效系統相比雖然壓縮機和換熱器成本有所增加，但系統的年運行費用要少，系統運行一年即可收回增加的設備成本。當然，相關電價、設備費用等會隨市場價格變化，企業的回收期也會隨之變化。

4 結 論

采用多效蒸發熱泵系統對印染企業的堿液回收進行了模擬計算，對比分析了利用離心機、羅茨機、螺桿機、噴射器構成的單效、多效系統的性能及其經濟性，得出如下結論。

隨多效蒸發熱泵系統處理效數的增加總換熱量逐漸減小，但變化不大；壓縮機功耗逐漸減小，系統的性能系數COP逐漸升高。

系統的換熱面積隨處理效數的增加而增大，特別是四效處理時面積激增，其主要原因是溶液沸點的升高導致有效傳熱溫差隨蒸發過程減小較快。

與簡單的廢水凈化處理方式相比，利用熱泵系統蒸發處理廢堿液具有較高的經濟性；系統運行一年均能收回成本。在大氣壓下吸入二次蒸汽的噴射器的引射系數較低，導致TVR系統的經濟性較MVR低，在堿回收項目中應該盡量使用MVR系統。

利用螺桿水蒸氣壓縮機構成的MVR系統的年運行費用比離心機、羅茨機構成的MVR系統要少，系統運行一年即可收回增加的設備成本，所以相較其他系統更有優勢。

過多增加效數會帶來包括中間泵、閃蒸罐、換熱器等設備成本的增加。對印染企業而言壓縮機耗功以及設備成本應該綜合考慮，利用螺桿水蒸氣壓縮機采取三效處理即可達到較好的節能減排效果。

符 號 說 明

A—— 換熱面積，m2

f—— 完成堿液質量流量，kg/s

f4—— 初始堿液質量流量，kg/s

H—— 堿溶液的焓值，kJ/kg

H4—— 初始溶液熱焓值，kJ/kg

h—— 水或水蒸氣焓值，kJ/kg

h0—— 等熵壓縮出口處蒸汽的實際焓值，kJ/kg

h0'—— 出口壓力下飽和水的焓值，kJ/kg

h0s—— 等熵壓縮出口處蒸汽的理論焓值，kJ/kg

hin—— 壓縮機進口焓值，kJ/kg

K—— 引射系數，量綱為1

Q—— 冷凝器的換熱量，kW

qv—— 壓縮機吸氣量，m3/min

s0—— 第一效閃蒸量，kg/s

s1—— 第二效閃蒸量，kg/s

t—— 堿溶液的沸點，℃

U—— 蒸發器的傳熱系數，W/(m·℃)

W—— 壓縮機功率，kW

w—— 蒸發器蒸發的水量，kg/s

w0—— 壓縮機出口蒸汽質量流量，kg/s

w1m—— 閃蒸混合后第二效加熱蒸汽質量流量，kg/s

w2m——閃蒸混合后第三效加熱蒸汽質量流量，kg/s

wf——噴射器引射的生蒸汽量，kg/s

win——噴入壓縮機的冷凝水質量流量，kg/s

x——完成液濃度，量綱為1

x4——初始堿液濃度，量綱為1

上角標

'——飽和水

''——飽和水蒸氣

下角標

i——第i效，i取1～3

[1] 馮霄，運新華. 多效蒸發與熱泵蒸發的分析與分析[J]. 化工機械，1995，22（1）：52-55.

[2] 顧兆林，郁永章. 蒸噴熱泵在多效蒸發工藝中的應用研究[J]. 流體機械，1994，22（12）：53-54.

[3] 潘萬貴. 蒸氣噴射熱泵在堿液多效蒸發工藝中的應用[J]. 浙江化工，2004（8）：12.

[4] 李清方，劉中良，韓冰，等. 基于熱力蒸汽壓縮蒸發的油田污水淡化系統及分析[J]. 化工學報，2012，63（6）：1859-1864.

[5] 韓東，彭濤，梁林，等. 基于蒸汽機械再壓縮的硫酸銨蒸發結晶實驗[J]. 化工進展，2009，28（s1）：187-189.

[6] 區藏器，李穗中. MVR 處理垃圾填埋滲濾液的合理途徑[J]. 廣州環境科學，2011，26（1）：17-19.

[7] 李清方，劉中良，龐會中，等. 基于機械蒸汽壓縮蒸發的油田污水脫鹽系統及分析[J]. 化工學報，2011，62（7）：1963-1969.

[8] 趙慶霞，陶樂仁，黃理浩，等. 機械壓縮式熱泵蒸發系統在堿液濃縮中的應用研究[J]. 現代化工，2013 （3）：91-93.

[9] 顧承真，閔兆升，洪厚勝. 機械蒸汽再壓縮蒸發系統的性能分析[J]. 化工進展，2014，33（1）：30-35.

[10] He Z，Shen J，Chen W，et al. Design and performance evaluation of a twin screw water vapor compressor[C]//The proceeding of the 21st international compressor engineering conference at Purdue. Purdue，USA，2012.

[11] 惲世昌. 機械蒸汽再壓縮[J]. 中國乳品工業，1993，21（2）：78-81.

[12] 邢子文. 螺桿壓縮機：理論，設計及應用[M]. 北京：機械工業出版社，2000.

[13] 松田潤二，齊佩玉. 螺桿型水蒸氣壓縮式熱泵[J]. 機電設備，1986 （4）：18-25.

[14] 宋繼田，李丁. 多效蒸發中最佳效數的確定[J]. 化工裝備技術，2002，23（4）：25-27.

[15] 龐樹聲，張炳然. 熱泵蒸發的熱力分析及節能計算[J]. 節能，1991 （7）：011.

[16] 陳敏恒，從德滋，方圖南，等. 化工原理[M]. 北京：化學工業出版社，1999.

[17] El-Dessouky H，Alatiqi I，Bingulac S，et al. Steady-state analysis of the multiple effect evaporation desalination process[J].Chemical Engineering & Technology，1998，21（5）：437.

[18] 沈來云，馬培華. 棉織物印染企業的清潔生產技術——絲光淡堿液回用新方法[J]. 云南環境科學，1997，16（3）：44-45.

[19] 邢曉康，魏峰，史曉平，等. 三效順流蒸汽噴射式熱泵蒸發系統的計算[J]. 現代化工，2013 （8）：117-119.

[20] 嚴家，余曉福，物理學. 水和水蒸汽熱力性質圖表[M]. 高等教育出版社，1995.

[21] 王士君. 氯堿工業理化常數手冊[J]. 北京：化學工業出版社，1988.

Research of MVR system with twin-screw vapor compressor in lye recovery

GAO Lei，ZHANG Kai，DONG Bing，XING Ziwen
（School of Energy and Power Engineering，Xi’an Jiaotong University，Xi’an 710049，Shanxi，China）

:Lye recovery using heat pump is beneficial in pollution control and energy saving in the industry of printing and dyeing. This paper investigated mechanical vapor recompression (MVR) system with twin-screw vapor compressor instead of Roots or centrifugal compressor to solve the problem of insufficient number of effects caused by small temperature rise in the lye recovery heat pump system. The mathematical model of every component of the system was built，the feasibility of the system’s operation conditions were evaluated，and the thermal performances of different effects of MVR systems and thermal vapor recompression (TVR) systems were simulated and calculated under the suitable operation conditions，and the economic effects of the two systems were compared. The results showed that the TVR system was not favorable when the waste lye was concentrated from 4% to 30% at 1 atm. In addition，the theoreticalCOPof each MVR system was over 20， and the theoreticalCOPand the heat exchange area increased with the increase of number of effects. The economical efficiency of the heat pump system with twin-screw vapor compressor was better than other systems in the waste lye recovery process. Applying three-effect system with twin-screw vapor compressor to lye recovery can achieve better energy saving.

MVR system；lye recovery；twin-screw vapor compressor；mathematical modeling

TQ 09

A

1000-6613（2014）11-3112-06

10.3969/j.issn.1000-6613.2014.11.046

2014-04-02；修改稿日期：2014-05-13。

國家自然科學基金項目（51276134）。

高磊（1990—），男，碩士研究生聯系人：邢子文，教授。E-mail zwxing@mail.xjtu.edu.cn。