氧化铝生产蒸发工序的分析

彭小奇 ，宋国辉，宋彦坡 ，张建智，刘振国

(1. 中南大学 能源科学与工程学院，湖南 长沙，410083；2. 中南大学 信息科学与工程学院，湖南 长沙，410083；3. 湖南第一师范学院 信息科学与工程系，湖南 长沙，410205)

我国氧化铝生产与工业发达国家相比，在能耗方面存在较大差距[1]。其中，蒸发工序担负着平衡全厂水和碱的作用，能耗尤为显著：其汽耗占总汽耗的30%～40%，成本占总成本的10%～12%[2]。因此，降低蒸发工序的能耗对降低氧化铝生产成本具有重要意义。为提高蒸发工序的运行性能和用能效率，氧化铝生产科研工作者进行了长期探索和研究，其主要成果可概括为2类：通过更新升级设备提高蒸发系统或单元的性能[3-4]；根据长期运行经验或工业试验优化操作参数或方式[5]。然而，关于蒸发工序能耗的热力学分析研究报道较少或不够深入。为降低蒸发工序的能耗，使用热力学分析方法研究其能耗状况非常必要。作为一种更科学的热力学分析方法，分析已用于指导众多部门的节能工作，如电力、化工和钢铁等[6-8]。但分析在有色冶金工业尤其是氧化铝生产上的应用很少。郭沈[9]曾将分析应用于间接加热的预脱硅过程，但未将物料的化学考虑在内。目前，尚无氧化铝生产的主要中间物流，即工业铝酸钠溶液值计算式的报道。而溶液的值，尤其是化学的计算，需要使用溶液的密度、比热容，各组分的活度因子和标准化学等性质，常常成为应用分析的一大障碍。目前，已有成熟的工业铝酸钠溶液密度和比热容的计算方法[10-12]；Zhou等[13]和Li等[14]分别用实验和理论方法研究了NaOH-NaAl(OH)4-H2O体系的活度因子，彭小奇等[15]发展了一种基于 Bromley模型的 NaOHNaAl(OH)4-Na2CO3-H2O体系活度因子的计算模型；郑丹星等[16]修正了龟山-吉田环境模型并更新了元素的标准化学。本文作者将在此基础上，推导并讨论工业铝酸钠溶液的计算式；对中国铝业中州分公司四效蒸发器-三级闪蒸器系统的进行全面深入分析，以便寻找系统的用能薄弱环节，确定能耗损失的部位、大小及原因，为进一步的节能改造、优化指明方向。

1 流程简介

中国铝业中州分公司蒸发V组所采用的四效管式降膜蒸发器-三级闪蒸器蒸发系统如图 1所示，其中除E4(末)效蒸发器无预热器外，其他各效均有预热器。新蒸汽进入 E1效，经换热后变为冷凝水，再依次经过1-1号、1-2号和1-3号等冷水罐回收部分余热，其余冷凝水被排出体系，而相应3个冷凝水罐中产生的二次蒸汽分别用于加热E1，E2和E3效蒸发器。蒸发原液首先分别进入E4和E3效蒸发器，然后依次经过E2和E1效蒸发器以及S1，S2和S3级闪蒸器蒸发浓缩。E4效蒸发器产生的乏汽被水冷却后排出体系，其余各效产生的二次蒸汽依次分别用于加热前一效蒸发器和本效预热器。三级闪蒸器产生的二次蒸汽分别供入E1，E2和E3效预热器，与上一效蒸发器的出料进行混合预热。

2 工业铝酸钠溶液的值计算

图1 中国铝业中州分公司蒸发工序流程图Fig.1 Flow sheet of the evaporation process in Zhongzhou Branch of Chalco

2.1 物理

根据相关的计算方法[18-19]，考虑到偏摩尔性质和易用性，将工业铝酸钠溶液密度[10]和比热容[11]的拟合式代入式(1)，得其比物理的计算式为：

式中：ρNK，ρA和ρNC分别为工业铝酸钠溶液中苛性碱、氧化铝和碳酸碱的质量浓度，g/L；ρs为工业铝酸钠溶液的密度，kg/m3。

在蒸发工序运行条件下，工业铝酸钠溶液的密度为 1 200～1 400 kg/m3且|p-p0|＜0.5，故式(2)末项(即(p-p0)×103/ρs)的值相对较小。实测数据计算显示，式(2)末项的值占式(2)值的-3%～2%，因此，可忽略式(2)末项，即忽略压力对工业铝酸钠溶液物理的影响，且在热工测试中可以省去对某些测试难度较大位置的压力测试。这既可减少测试工作量，也有利于设备安全运行和寿命维护。

2.2 化学

式中：xi为溶液中第i种组分的摩尔分数；ei为溶液中第i种组分的标准化学，kJ/mol；fi为使用摩尔分数时溶液中第i种组分的活度因子；R为摩尔气体常数，8.314 J/(mol·K)。

根据热力学基本原理，将式(4)和(5)改写为：

式中：mi为溶液中第i种组分的质量摩尔浓度，mol/kg；γi为使用质量摩尔浓度时溶液中第 i种组分的活度因子，可由 NaOH-NaAl(OH)4-Na2CO3-H2O体系的活度系数计算模型[15]获得。

将RT0/1 000=2.479代入式(7)，并经单位换算和简化后，可得工业铝酸钠溶液比化学的计算式为：

式中 ：ρw为单位体积工业铝酸钠溶液所含水的质量，kg/m3。

以某次稳定运行状态下热工测试所得数据为例，根据式(2)和(8)计算蒸发原液和各效(级)出料的比物理、比反应和比扩散，结果如表1所示。由表1可见：比反应远大于其他两者之和，因此，总对其变化非常敏感，在具有化学反应的其他氧化铝生产工序的分析中，需注意成分分析的精度。而蒸发工序无化学反应，理论上溶质各组分的总质量不变，实测数据也近似守恒，故可认为蒸发料液的反应总量不变，可不计入反应项。在表1中，比扩散出现了正、负两类值，这与环境模型的规定和活度因子有关，不影响分析结果的正确性。

表1 蒸发料液的工艺参数及其值Table1 Process parameters and exergy values of materials in evaporation process

表1 蒸发料液的工艺参数及其值Table1 Process parameters and exergy values of materials in evaporation process

注：E1～E4和S1～S3分别表示相应蒸发器和闪蒸器的出口料液。

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3 蒸发工序的效率分析

式中：Eg为系统或单元的收益(系统或E4效蒸发器的收益是进出蒸发系统或E4效蒸发器的物料的增；其他单元的收益是相应单元的出料(包括增浓后的料液和二次蒸汽)与进料相比的増)；Ep为系统或单元的支付(系统或E1效蒸发器的支付是新蒸气供入的；其他单元的支付是相应蒸发器或闪蒸器所供入的二次蒸汽的)。

图2 蒸发系统及各单元的效率Fig.2 Exergy efficiencies of evaporation system and its units

4 四效蒸发器的损失分析

4.1 外部损失

在3次测试工况下，蒸发系统及各效冷凝水和末效乏汽外排形式的外部损系数rEX见表2。

表2 冷凝水和末效乏汽的损系数Table2 Exergy loss coefficients of condensed waters and exhausted vapor

表2 冷凝水和末效乏汽的损系数Table2 Exergy loss coefficients of condensed waters and exhausted vapor

注：rEXV(E4)为E4效蒸发器外排乏汽引起的外部损系数；rEXW(Ei)为 Ei效蒸发器外排冷凝水引起的外部损系数；rEX(SYS)为整个蒸发系统的外部损系数。

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测试数据表明：1-3号和4号冷凝水罐排水的平均温度约为95 ℃，末效冷凝水和乏汽的平均温度约为60 ℃，而蒸发原液的平均温度约为49 ℃。可见，1-3号和4号冷凝水罐的排水与蒸发原液间温差较大；另外，虽然末效乏汽温度较低，但其相变潜热较大。因此，用冷凝水和乏汽预热蒸发原液是一条值得探索的节能途径。

4.2 内部损失

表3 四效蒸发器的传热损系数Table3 Exergy loss coefficients due to heat transfer in four-effect evaporations

表3 四效蒸发器的传热损系数Table3 Exergy loss coefficients due to heat transfer in four-effect evaporations

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E1，E2和E3等三效蒸发器中预热器内混合过程造成的混合损失均较小，系统的总混合损失相应较小。在3次测试工况下，蒸发系统的混合损系数rMT分别为0.023，0.016和0.030。

5 结论

(4) 为了实现蒸发工序的节能，建议加强冷凝水和二次蒸汽的余热回收利用，优化蒸发系统操作参数及传热温差分布，并改进预热器的使用方式。

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