用于絲光印染淡堿回收的熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)的分析

鞠婉蘭， 周亞素， 王曄琪， 邢　磊

(東華大學(xué) a.環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院; b.國(guó)家環(huán)境保護(hù)紡織工業(yè)污染防治工程技術(shù)中心， 上海 201620)

鞠婉蘭a ,b， 周亞素a ,b， 王曄琪a ,b， 邢磊a ,b

(東華大學(xué) a.環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院; b.國(guó)家環(huán)境保護(hù)紡織工業(yè)污染防治工程技術(shù)中心， 上海 201620)

確定了用于絲光印染淡堿回收的熱泵蒸發(fā)技術(shù)的工藝流程，運(yùn)用分析法對(duì)系統(tǒng)的主要部件建立了分析模型，并根據(jù)系統(tǒng)的平衡原則，計(jì)算得到的平衡相對(duì)誤差僅為1.1%，具有足夠的精度，滿(mǎn)足工程計(jì)算和分析要求.分析結(jié)果表明：系統(tǒng)效率為4.8%，壓縮機(jī)、蒸發(fā)器、水泵及排放的損失是系統(tǒng)損失的主要部分，分別為36.9%，31.2%，19.0%和9.2%.由此可見(jiàn)，熱泵蒸發(fā)技術(shù)雖然充分回收利用了二次蒸汽的余熱，具有較高的熱效率，但效率仍然很低，且損失主要來(lái)自壓縮機(jī)及蒸發(fā)器，占總數(shù)的68%.因此系統(tǒng)在設(shè)計(jì)及改進(jìn)時(shí)，應(yīng)著重減少壓縮機(jī)和蒸發(fā)器的不可逆損失，壓縮機(jī)工作時(shí)盡量接近絕熱壓縮過(guò)程，提高定熵效率，而在蒸發(fā)器中盡量選擇較小的傳熱溫差.

絲光印染； 淡堿回收； 熱泵蒸發(fā)；分析

紡織印染工業(yè)中的絲光工藝是指在一定張力的作用下,將織物在濃堿溶液(質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為18%～25%)中進(jìn)行處理以增加其表面光澤的加工工藝.絲光工藝耗堿高,排放的廢堿液含堿量大,可達(dá)3%～5%[1].這些廢堿液若不經(jīng)過(guò)處理直接回用,勢(shì)必會(huì)造成產(chǎn)品品質(zhì)下降；若直接排放,則造成堿液的浪費(fèi),增加污水處理難度和成本,嚴(yán)重污染環(huán)境.因此,合理地處理絲光廢堿液是降低印染企業(yè)廢水處理成本的關(guān)鍵.目前國(guó)內(nèi)外對(duì)廢堿液的處理方式主要有兩種:(1)使用大量的酸中和處理后排放,這樣既浪費(fèi)酸堿資源、增加成本,又造成環(huán)境的污染；(2)通過(guò)多效蒸發(fā)濃縮回收后再重復(fù)利用,但該工藝設(shè)備龐大而復(fù)雜,耗蒸汽量大,系統(tǒng)熱效率較低.

本文采用熱泵蒸發(fā)技術(shù)處理廢堿液,對(duì)其蒸發(fā)濃縮,使回收的堿液濃度達(dá)到絲光工藝的要求,冷凝水實(shí)現(xiàn)達(dá)標(biāo)排放.該技術(shù)引入了蒸汽壓縮機(jī),將系統(tǒng)的二次蒸汽有效回收后再進(jìn)行壓縮并作為加熱蒸汽循環(huán)使用,可有效利用二次蒸汽剩余潛熱并節(jié)省大量冷卻水,相比于傳統(tǒng)的多效蒸發(fā)系統(tǒng)可有效地提高能量利用率.

1　熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)流程

本文的熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)流程主要包括3個(gè)方面,如圖1所示,其主要工藝流程如下所述.

圖1　熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)流程圖Fig.1　The flow chart of heat pump evaporation system

(1) 堿液流程.在原料罐里儲(chǔ)存的淡堿液1由進(jìn)料泵輸送進(jìn)入板式換熱器a和b,經(jīng)過(guò)預(yù)熱后的淡堿液2進(jìn)入蒸發(fā)器熱井,與循環(huán)液進(jìn)行混合.混合后的堿液3經(jīng)循環(huán)泵,進(jìn)入蒸發(fā)器噴頭,噴淋到蒸發(fā)器換熱管表面,在蒸發(fā)管外形成液膜,從上至下流進(jìn)熱井,然后熱井內(nèi)的物料再經(jīng)循環(huán)泵進(jìn)入蒸發(fā)器內(nèi)噴頭,以此循環(huán).當(dāng)蒸發(fā)器熱井內(nèi)濃堿液達(dá)到設(shè)定濃度后,閥門(mén)開(kāi)啟,排除濃堿液5進(jìn)入濃液槽.

(2) 蒸汽流程.初啟時(shí),提供高溫高壓蒸汽.當(dāng)二次蒸汽產(chǎn)生,系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定后,停止提供蒸汽.蒸發(fā)器出口流出的二次蒸汽6進(jìn)入壓縮機(jī),溫度壓力提升后的二次蒸汽8進(jìn)入蒸發(fā)器管程內(nèi),在蒸發(fā)器的換熱管內(nèi)換熱后變成冷凝水9,而堿液內(nèi)的部分水分在管外側(cè)變成二次蒸汽6,再次進(jìn)入蒸汽壓縮機(jī),如此循環(huán)運(yùn)行.

(3) 真空系統(tǒng).為了防止廢液結(jié)垢,采用負(fù)壓蒸發(fā)技術(shù),本文的蒸發(fā)室、蒸汽管路都處在一定的真空度條件下,系統(tǒng)的真空度由水環(huán)真空泵來(lái)控制.

當(dāng)系統(tǒng)由一任意狀態(tài)可逆地變化到與給定環(huán)境相平衡的狀態(tài)時(shí),理論上可以無(wú)限轉(zhuǎn)換為任何其他能量形式的那部分能量,稱(chēng)為.為評(píng)價(jià)能量的“量”和“質(zhì)”提供了一個(gè)統(tǒng)一尺度.運(yùn)用分析法,對(duì)熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)進(jìn)行分析,可以找出該工藝過(guò)程中損失較大的設(shè)備,對(duì)其進(jìn)行改善,減少能量損失.

基準(zhǔn)狀態(tài)下,溶液中溶劑水的比焓hw, 0和比熵sw, 0可根據(jù)水的熱力性質(zhì)表查得:

hw, 0=104.8kJ/kg

sw, 0=0.369kJ/(kg·K)

基準(zhǔn)狀態(tài)下,溶液中溶質(zhì)NaOH的比焓hs,0和比熵ss,0可根據(jù)其質(zhì)量定壓熱容[2]cp,s=1.582 kJ/(kg·K) 計(jì)算得到:

hs,0=cp,s(T0-273.15)=39.55 kJ/kg

因此，在基準(zhǔn)狀態(tài)下的NaOH溶液的比焓h0和比熵s0分別為

h0=xs, 0hs, 0+xw, 0hw, 0=101.3 kJ/kg

s0=xs, 0(ss, 0-RslnNs, 0)+xw, 0(sw, 0-RwlnNw, 0)=0.409 kJ/(kg·K)

式中： R為氣體常數(shù),kJ/(kg·K)；x為溶液中某組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；N為溶液中某組分的摩爾分?jǐn)?shù)；下標(biāo)w和s分別為溶劑和溶質(zhì),下標(biāo)0為基準(zhǔn)態(tài).

Ie d=M5eD， 5+M10eD， 10

(1)

式中：M為質(zhì)量流量,kg/s; eD為化學(xué),kW;下標(biāo)數(shù)字表示圖1所示過(guò)程中不同的狀態(tài)點(diǎn).

(2)

式中：活度α=γm, γ為活度系數(shù)，m為質(zhì)量摩爾濃度,mol/kg；上標(biāo)0為約束性平衡態(tài).對(duì)于NaOH溶液,可以運(yùn)用文獻(xiàn)[5]的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算出二元電解質(zhì)水溶液離子平均活度系數(shù):

ln[1-0.018m (h-y)]

(3)

二元電解質(zhì)水溶液的滲透系數(shù)由式(4)計(jì)算取得[5].

(4)

系統(tǒng)排出的物質(zhì)有絲光工藝所需的濃堿溶液以及冷凝水，由于其排放溫度高于環(huán)境溫度，兩者的物理之和為系統(tǒng)的排放損失，即Ieh=M5eh， 5+M10eh， 10.

eh， 10=h10-h0-T0(s10-s0)

(5)

(6)

式中：eh為物理,kW.

進(jìn)料時(shí)淡堿液分為兩部分,并分別回收濃堿液和高溫冷凝水的顯熱,達(dá)到預(yù)熱的目的.本文的預(yù)熱器采用板式換熱器,其換熱系數(shù)高,占地面積小.為減少溶液混合過(guò)程中的能量損失,經(jīng)過(guò)兩個(gè)預(yù)熱器加熱時(shí),需要按照冷凝水和濃堿液的流量進(jìn)行分配,使兩個(gè)預(yù)熱器出口溫度均提高到T2.

由于進(jìn)料與排放的濃堿液、高溫冷凝水之間存在溫差,且流體本身又有摩阻耗散,因此就伴有不可逆的損失.忽略傳熱過(guò)程中向環(huán)境的散熱損失,傳熱過(guò)程可以分解為熱流體與隔板間的放熱過(guò)程、冷流體與隔板間的吸熱過(guò)程以及隔板導(dǎo)熱過(guò)程共3個(gè)子過(guò)程.以板式換熱器a為例,單純由溫差引起的損失可表示為

(7)

其中：cp,f和cp,b分別為進(jìn)料和濃縮液的質(zhì)量定壓熱容,由流體在換熱器進(jìn)出口的溫度和濃度確定.

(8)

式中：v為溶液的比體積；下標(biāo)f和b分別為進(jìn)料和出料濃堿液.

由于摩擦引起的壓力降[7]通常表示為

Δp=42400Re-0.545·ρu2

(9)

式中：ρ為溶液的密度;u為流體流速；Re為雷諾數(shù);b為換熱板之間的間距，m.

不考慮污垢熱阻時(shí),板式換熱器的總傳熱系數(shù)Uplate的表達(dá)式為

(10)

其中：ac和ah分別為冷、熱流側(cè)的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K)；δplate為板式換熱器板厚,m；kplate為板式換熱器的導(dǎo)熱系數(shù), W/(m·K).

板式換熱器的導(dǎo)熱系數(shù)可由式(11)所示的對(duì)流換熱準(zhǔn)則關(guān)聯(lián)式[8]得到.

(11)

式中：Nu為努塞爾數(shù)，Nu=h·L/k,h為對(duì)流換熱系數(shù)，L為特征長(zhǎng)度，k為導(dǎo)熱系數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；Prw為水的普朗特?cái)?shù).

基于熱力學(xué)第一定律，并運(yùn)用式(7)和(8)可得到經(jīng)過(guò)預(yù)熱器a的損失，同理可以得到預(yù)熱器b的損失值.

蒸汽壓縮機(jī)是熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備,以水蒸氣作為壓縮介質(zhì),本文采用羅茨式壓縮機(jī)提升二次蒸汽的溫度和壓力,作為蒸發(fā)系統(tǒng)的主要?jiǎng)恿?lái)源.壓縮機(jī)實(shí)際壓縮過(guò)程為多變過(guò)程,輸入功率的損失有電機(jī)損失和壓縮流體損失兩個(gè)方面.壓縮機(jī)損失(Ic)計(jì)算式如式(12).

Ic=(1-ηm)Ws+(1-ηc)ηmWs

(12)

式中:Ws為壓縮機(jī)輸入功率;ηm和ηc分別為壓縮機(jī)的電機(jī)和定熵效率(均取0.7).

由于壓縮機(jī)實(shí)際壓縮過(guò)程為多變過(guò)程,進(jìn)出口蒸汽的溫度、壓力與輸入功率、電機(jī)以及壓縮機(jī)效率的關(guān)系如式(13).

(13)

式中:p為蒸汽的壓力值；絕熱壓縮過(guò)程中n=1.32.

蒸發(fā)器出口安裝有捕沫網(wǎng),除去蒸汽中夾帶的水滴,蒸汽通過(guò)捕沫網(wǎng)有壓力降,此壓力降造成的損失(Im)為

(14)

其中:Δpm為捕沫網(wǎng)上的壓力降；vm為經(jīng)過(guò)捕沫器溶液的比體積.

水泵的作用是克服流體流動(dòng)過(guò)程中的阻力.水泵的損失包括電機(jī)電阻產(chǎn)熱損失、機(jī)械摩擦損失和流體產(chǎn)熱損失3個(gè)方面.各個(gè)水泵損Ip, i的計(jì)算方法與壓縮機(jī)類(lèi)似,計(jì)算式如式(15).

(15)

式中:Wp為水泵電機(jī)輸入功率；Tp為經(jīng)過(guò)水泵的流體溫度；ηn和ηp分別為水泵的電機(jī)和定熵效率(均取0.7).

在蒸發(fā)器中,進(jìn)行的是不做功的傳熱、傳質(zhì)過(guò)程.熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)的主要作用是有效回收二次蒸汽潛熱并節(jié)省大量二次蒸汽用冷卻水.進(jìn)料混合液3經(jīng)蒸發(fā)器頂部的噴嘴均勻噴出,在水平管降膜蒸發(fā)器的管外側(cè)呈膜狀流動(dòng)并蒸發(fā),產(chǎn)生二次蒸汽.二次蒸汽經(jīng)過(guò)壓縮后溫度和壓力提高,成為過(guò)熱蒸汽,然后被送到蒸發(fā)器的換熱管內(nèi)冷凝,釋放潛熱,成為冷凝水由冷凝水泵排出.如此循環(huán)往復(fù),混合液濃度不斷提高,當(dāng)達(dá)到所需要的濃度時(shí),一小部分經(jīng)板式換熱器回收熱量后排出,大部分溶液與進(jìn)料2混合后繼續(xù)噴淋.可以看出,壓縮機(jī)用來(lái)驅(qū)動(dòng)此蒸汽循環(huán),蒸發(fā)器用于回收加熱蒸汽的冷凝潛熱,以提高進(jìn)料混合液3的溫度以及蒸發(fā)所需的潛熱.它們的性能直接決定整個(gè)系統(tǒng)的性能.

由于蒸發(fā)器的換熱管內(nèi)外兩側(cè)面之間存在溫差,熱量從加熱蒸汽側(cè)傳至物料側(cè),該過(guò)程為不可逆過(guò)程,存在傳熱損失.假設(shè)換熱管內(nèi)的蒸發(fā)溫度和管外的冷凝溫度保持不變,均在定溫下傳熱,則傳熱損失為

(16)

式中：Qe為蒸發(fā)器內(nèi)換熱量；T9為管內(nèi)蒸汽冷凝溫度,K；T6為管外蒸發(fā)溫度，K.

蒸汽在換熱管中流動(dòng)時(shí),管壁對(duì)蒸汽產(chǎn)生阻尼作用,使壓力逐漸降低，因此存在流阻損失I″e(cuò).忽略蒸汽在該過(guò)程中的焓變,則由于摩擦壓力降引起的損失為

(17)

式中：M9為蒸汽質(zhì)量流量,kg/s；v9v為蒸汽的比體積，m3/kg;Δpe為蒸汽經(jīng)過(guò)蒸發(fā)器換熱管的壓力降.

本文采用水平管降膜蒸發(fā)器,由于溶液沿管壁呈傳熱效果較好的膜狀流動(dòng),液膜很薄,且有波動(dòng)性質(zhì),有利于液膜與管壁間的傳熱,所以其傳熱系數(shù)高,且傳熱溫差損失小,可實(shí)現(xiàn)較小溫差下傳熱[9].從換熱管角度、管外側(cè)蒸發(fā)濃縮過(guò)程來(lái)計(jì)算換熱量Q為

Q=UeAe(T9-T6)=M1cp,f(T6-T2)+M10rb

(18)

式中:Ue為蒸發(fā)器內(nèi)換熱管總傳熱系數(shù),W/(m2·K)；Ae為蒸發(fā)器內(nèi)換熱管內(nèi)換熱面積,m2；rb為蒸發(fā)潛熱,J/kg.其中總換熱系數(shù)Ue可由式(19)計(jì)算

(19)

式中:ain和ao分別為管內(nèi)冷凝、管外蒸發(fā)的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K)；δe為管壁的厚度,m；ke管壁的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)；Do=0.025 0m, Din=0.0238m, Dm=0.0244m分別為管外徑、內(nèi)徑以及平均直徑.

根據(jù)文獻(xiàn)[10]的研究可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)雷諾數(shù)在較大范圍內(nèi)變化時(shí),水平管降膜蒸發(fā)的總傳熱系數(shù)變化不大,管外降膜蒸發(fā)吸熱系數(shù)可按式(20)進(jìn)行計(jì)算.

ao=0.177Pr0.5k3/(υ3/g)1/3

(20)

式中: υ3和k3分別表示管外液體的運(yùn)動(dòng)黏度和導(dǎo)熱系數(shù)；g為重力加速度,m/s2.

對(duì)于管內(nèi)蒸汽冷凝的放熱系數(shù),參照文獻(xiàn)[11]進(jìn)行計(jì)算，如下

(21)

λ′為蒸汽冷凝潛熱值的修正，可由式(22)計(jì)算.

λ′=λ+0.375Cp, 9l·(T9-Ta)

(22)

式中: ρ9l和ρ9v分別為管內(nèi)冷凝水和蒸汽的密度，kg/m3；k9l為管內(nèi)冷凝水的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；λ為管內(nèi)蒸汽冷凝潛熱；Ta為管壁溫度, K.

3　計(jì)算結(jié)果與討論

以熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)某一工況的運(yùn)行參數(shù)為依據(jù),基本計(jì)算條件如表1所示. NaOH溶液的各物性參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[2],具體計(jì)算系統(tǒng)各部件的損失.

表1　計(jì)算條件Table 1　The calculation condition

當(dāng)系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),系統(tǒng)能量平衡方程及濃度平衡方程滿(mǎn)足式(23).

M1=M5+M10

(23)

M1x1=M10x10

(24)

Ein=Ws+Wp=1.315+0.610=1.915 kW

(25)

圖2　各部分損失Fig.2　Exergetic losses in each part

4　結(jié)　語(yǔ)

本文建立了用于回收絲光淡堿的熱泵蒸發(fā)系統(tǒng),并確定了其工藝流程.該系統(tǒng)由蒸發(fā)器、蒸汽壓縮機(jī)、水泵、預(yù)熱器等設(shè)備組成.針對(duì)該系統(tǒng)建立了完整的分析模型,根據(jù)系統(tǒng)的平衡原則,采用該模型計(jì)算得到的平衡相對(duì)誤差僅為1.1%,具有足夠的精度,滿(mǎn)足工程計(jì)算和分析要求.

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Exergetic Analysis for Recycling of Dilute Alkali from Mercerizing with Heat Pump Evaporation System

JUWan-lana ,b，ZHOUYa-sua ,b，WANGYe-qia ,b，XINGLeia ,b

(a. School of Environmental Science and Engineering; b. State Environmental Protection Engineering Center for Pollution

Treatment and Control in Textile Industry， Donghua University， Shanghai 201620, China)

The technological processes of heat pump evaporation system that mainly utilized in the recycling of dilute alkali from mercerizing was discussed, and a model of all the main modules of the system was established by exergetic analysis. Based on the exergetic equilibrium of the system, the derived relative error of exergy is 1.1%, which is precise enough to satisfy the requirements of engineering analyses. Calculation results indicate that the total exergetic efficiency of the system is 4.8%, which is mainly contributed by the compressor, the evaporator, the water pump and emission section with exergetic loss of 36.9%, 31.2%, 19.0% and 9.2%.Such exergetic efficiency is relatively low, compared to the high thermal efficiency of the system achieved by taking full advantage of the heat of secondary steam. Given that the loss of exergy from the compressor and evaporator takes 68% of the total amount, more attention and emphasis should be put to reduce the irreversible loss of them, and increase isentropic efficiency by approximating adiabatic compression during the working process of the compressor. Meanwhile, less temperature difference between cold and hot fluid must be guaranteed.

mercerizing; recycling of dilute alkali; heat pump evaporation; exergetic analysis

1671-0444(2015)06-0838-06

2014-08-20

鞠婉蘭(1989—)，女，湖南常德人，碩士研究生，研究方向?yàn)闊岜谜舭l(fā)技術(shù). E-mail: juwanlan@163.com

周亞素(聯(lián)系人)，女，教授，E-mail: zhouys@dhu.edu.cn

TQ 028.61

A