方靜，趙蕊，李春利，軒碧涵（河北工業(yè)大學(xué)化工學(xué)院，天津 300130）

研究開發(fā)

同軸式內(nèi)部熱耦合精餾塔的傳熱性能

方靜，趙蕊，李春利，軒碧涵
（河北工業(yè)大學(xué)化工學(xué)院，天津 300130）

提出了一種以實驗物系的物性數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)的計算同軸式內(nèi)部熱耦合精餾塔（HIDiC）總傳熱系數(shù)的方法。本文以乙醇-水為實驗物系，以自行搭建的中試規(guī)模同軸式HIDiC為研究對象，通過在不同壓縮比下（1.4～2.6，步長為0.1）的連續(xù)操作實驗研究，得到塔內(nèi)的溫度分布，通過計算兩塔段的相變給熱系數(shù)來計算該塔的總傳熱系數(shù)和精餾塔段與提餾塔段間的換熱量。在同軸式 HIDiC中乙醇-水實驗物系總傳熱系數(shù)的計算值在 300～800W/（m2·K），并且隨著壓縮比的增大而逐漸降低。在操作條件和產(chǎn)品純度與實驗值保持一致的情況下，將精餾塔段與提餾塔段間換熱量的計算值帶入軟件中模擬，得到的全塔溫度分布與實驗中的溫度分布在誤差范圍內(nèi)吻合良好，證明本文計算同軸式HIDiC總傳熱系數(shù)的方法切實有效。

蒸餾；塔器；傳熱；計算機模擬

精餾是一種高能耗低、熱力學(xué)效率的化工操作單元。有研究表明［1-3］，其能耗占化工行業(yè)中液相分離過程總能耗的95%，這一獨立的單元操作所需能耗為化工行業(yè)整體的60%，并且其典型的熱力學(xué)效率為5%～20%。所以，降低精餾過程能耗，對其進行熱量集成并提高其熱力學(xué)效率的研究顯得尤為重要。內(nèi)部熱耦合精餾塔（HIDiC）通過增強精餾操作過程的可逆性，提高其熱力學(xué)效率，具有巨大的節(jié)能潛力，可節(jié)能 30%～60%［4］，受到眾多研究者的關(guān)注［5-8］。

本文以中試規(guī)模的同軸式HIDiC為研究對象，與常規(guī)精餾塔的結(jié)構(gòu)不同，同軸式HIDiC即從常規(guī)精餾塔的進料處將全塔一分為二，將精餾塔段置于提餾塔段內(nèi)部，且二者的中軸線在同一直線上，兩塔段共用一組再沸器與冷凝器，塔段之間通過壓縮機與節(jié)流閥相互連通?；诰s塔段需要多次冷凝放熱，提餾塔段需要多次吸熱蒸發(fā)的原理，利用壓縮機來提高進入精餾塔段氣體的壓力與溫度，使兩塔段之間存在換熱溫差，并以精餾塔段的塔壁為換熱面，由于兩塔段間內(nèi)部的熱量交換降低了冷凝器和再沸器的熱負荷從而達到節(jié)能的目的。圖1為同軸式HIDiC的換熱過程示意圖。

圖1　同軸式HIDiC的換熱過程的示意圖

1　同軸式HIDiC的傳熱實驗

1.1 實驗裝置與實驗步驟

本研究所選用的主要實驗裝置為同軸式HIDiC，全塔由內(nèi)外兩塔段組成，內(nèi)部為精餾塔段，外部為提餾塔段，其內(nèi)外兩塔段均采用304L不銹鋼材質(zhì)。在整個裝置中均采用單程管殼式換熱器，冷凝水作為塔頂冷凝器的冷源，高壓蒸汽作為塔底再沸器與過熱裝置的熱源，該塔的主要參數(shù)見表1，主要實驗設(shè)備規(guī)格見表 2。為了研究兩塔段間的內(nèi)部熱量交換需對溫度進行測量，該塔分別在精餾塔段和提餾塔段各安裝了8個溫度測量點。精餾塔段從塔頂至塔底分別為1～8測溫點，同樣地提餾塔段為9～16測溫點，利用無紙記錄儀來進行所有測量溫度的記錄，全塔溫度測量點的具體分布如圖2。

表1　本研究所選用的同軸式HIDiC的主要參數(shù)

表2　主要實驗設(shè)備規(guī)格

圖2　全塔溫度測量點的具體分布

整個裝置的流程如下所述，通過進料泵將儲存于原料罐中的原料輸送至預(yù)熱槽，經(jīng)預(yù)熱后送至提餾塔段的頂部，提餾塔段使用塔底再沸器進行加熱，提餾塔段內(nèi)部的上升蒸汽過熱后經(jīng)壓縮機提高溫度和壓力后送至精餾塔段塔底，精餾塔段內(nèi)部的上升蒸汽經(jīng)塔頂冷凝后部分作為產(chǎn)品采出至輕組分罐，部分作為回流再次進入精餾塔段，精餾塔段塔底液相經(jīng)節(jié)流閥送至提餾塔段頂部，提餾塔段底部液相作為產(chǎn)品采出至重組分罐，輕重組分罐中產(chǎn)品可以通過一定比例的調(diào)配混合再次作為原料使用。本實驗裝置流程簡圖如圖3中所示。

本研究以乙醇-水作為實驗待分離物系，首先采用全回流操作待穩(wěn)定后測量兩塔段塔頂塔底的產(chǎn)品組成，利用圖解法計算同軸式HIDiC的理論板數(shù)，然后在全回流穩(wěn)定操作的基礎(chǔ)上進行連續(xù)進料與采出，連續(xù)操作的具體實驗參數(shù)見表 3。通過調(diào)節(jié)壓縮機的排氣跟蹤來控制實驗過程中的壓縮比，并記錄相關(guān)實驗數(shù)據(jù)。

圖3　本實驗裝置流程簡圖

表3　連續(xù)操作參數(shù)

1.2同軸式HIDiC的傳熱計算

目前的研究通常利用換熱量平均分配和熱溫匹配兩種分配方式來進行。換熱量平均分配方式就是將全塔的總換熱量 QT平均分配到每對塔板上，使每對塔板之間的換熱量Qi都相等，即給定Qi值。熱溫匹配方式則是根據(jù)每對塔板之間換熱溫差的不同來對總換熱量進行分配，就是說每對塔板之間的換熱量大小取決于該對塔板之間的溫差大小，即在換熱面積一定的情況下，每對塔板之間的總傳熱系數(shù)K也是定值。由于在同軸式HIDiC中沿塔高從上至下每對測溫點之間的溫差變化很大，所以全塔的總傳熱系數(shù)不可能為常數(shù)，并且每對塔板之間的換熱量也不可能都相同，所以本研究致力于通過計算的方式確定每對測量點之間的K值，并用于后續(xù)兩塔段之間換熱量的計算。

1.2.1總傳熱系數(shù)K的計算

對于同軸式HIDiC而言，影響兩塔段之間總換熱量的參數(shù)有總傳熱系數(shù)、換熱面積和換熱溫差，其中后兩者對于既定的HIDiC是可以通過實驗來進行測量的，只有總傳熱系數(shù)需要通過分別計算精餾塔段和提餾塔段的對流傳熱系數(shù)來得到。因為精餾塔段和提餾塔段內(nèi)的氣相和液相均處于飽和狀態(tài)，精餾塔段供給提餾塔段熱量這一換熱行為會使兩塔段內(nèi)的流體發(fā)生相變，從而精餾塔段與提餾塔段之間的對流傳熱系數(shù)為相變給熱系數(shù)，分別用式（1）～式（3）來計算相變給熱系數(shù)中的冷凝傳熱系數(shù)和沸騰傳熱系數(shù)。

（1）CHIRIAC等［9］提出的冷凝對流傳熱系數(shù)經(jīng)驗公式如式（1）、式（2）。

（2）ROHSENOW等［10］提出的沸騰對流傳熱系數(shù)經(jīng)驗公式如式（3）。

本研究的定性溫度為連續(xù)實驗操作狀態(tài)下兩塔段對應(yīng)位置的溫度差。由式（1）～式（3）可知需利用各物質(zhì)的物性參數(shù)來計算相變給熱系數(shù)，分別計算了在定性溫度下各純物質(zhì)和混合物的氣液兩相的物性參數(shù)。

（1）液相純物質(zhì)

式中，T為定性溫度，K；R為氣體常數(shù)，取8.314；A1～A4為公式中系數(shù)（表4）。

表4　液相等壓熱容系數(shù)

②液相密度Lρ如式（6）、式（7）［11-12］。

式中，T為定性溫度，K；Tc為臨界溫度，K；t為定性溫度，℃；A～E、n為公式中系數(shù)（表5）。

表5　液相密度系數(shù)

③液相黏度 μL如式（8）［13］。

式中，T為定性溫度，K；A～C為公式中系數(shù)（表6）。

④液相熱導(dǎo)率λL如式（9）、式（10）［11-12］。

式中，T為定性溫度，K；A～C為公式中系數(shù)（表7）。

表6　液相黏度系數(shù)

表7　液相熱導(dǎo)率系數(shù)

（2）液相純物質(zhì)的混合

式中，x為液相質(zhì)量分率；i、j為待分離物系中不同組成；a、a0、a1、b、b0、b1為相關(guān)系數(shù)，a0=8.45923，a1=-0.0219210，b0=-16.2416，b1=0.0444150。

（3）氣相純物質(zhì)

①氣相等壓熱容如式（17）。

式中，T為定性溫度，K；R為氣體常數(shù)，取8.314；A～E為公式中系數(shù)（表8）。

②氣相密度vρ如式（18）～式（21）。

表8　氣相等壓熱容系數(shù)

式中，Pc為臨界壓力，Pa；Tc為臨界溫度，K；Tr為對比溫度；ω為偏心因子；T為定性溫度，K；R為氣體常數(shù)，取8.314；B、B0、B1為公式中系數(shù)（表9）。

表9　氣相密度系數(shù)

③氣相黏度Vμ如式（22）［16］。

式中，T為定性溫度，K；A～D為公式中系數(shù)（表10）。

表10　氣相黏度系數(shù)

④氣相熱導(dǎo)率Vλ如式（23）。）

式中，T為定性溫度，K；A～C為公式中系數(shù)千（表11）。

表11　氣相熱導(dǎo)率系數(shù)

（4）氣相純物質(zhì)的混合

式中，y為氣相質(zhì)量分率；M為分子相對質(zhì)量；i，j為待分離物系中不同組成。

綜合上述公式與混合規(guī)則，可計算在定性溫度下精餾塔段與提餾塔段間對應(yīng)位置上混合物的氣液相物性參數(shù)，可利用式（1）～式（3）計算兩塔段間的冷凝對流給熱系數(shù)和沸騰對流給熱系數(shù)。由于兩塔段間的換熱是通過精餾塔段的塔壁進行的，所以考慮塔壁的熱傳導(dǎo)不可忽略，那么精餾塔段與提餾塔段間的總傳熱系數(shù)可利用式（29）來計算，計算結(jié)果如圖 4所示，同軸式 HIDiC的總傳熱系數(shù)在 300～800W/（m2·K）的范圍內(nèi)。同軸式HIDiC兩塔段之間換熱過程的熱阻主要為：精餾塔段塔壁內(nèi)側(cè)冷凝液膜的熱阻、外側(cè)蒸發(fā)液膜的熱阻和塔壁自身的熱傳導(dǎo)熱阻。

式中，αR為精餾塔段的傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；αS為提餾塔段的給熱系數(shù)，W/（m2·K）；δ為精餾塔段塔壁的厚度，m；λ為精餾塔段塔壁材質(zhì)的傳熱系數(shù)，W/（m·K）。

從圖4中可以看出，在同一精餾塔段和提餾塔段對應(yīng)測溫點的總傳熱系數(shù)隨著壓縮比的增大而減小，呈現(xiàn)負影響的關(guān)系。據(jù)推測，主要是因為隨著兩塔段間壓縮比的增大，兩塔段間對應(yīng)位置的溫差增大（圖5），本文主要通過待分離物系的物性數(shù)據(jù)來計算該塔的總傳熱系數(shù)，而物性數(shù)據(jù)又都是溫度的函數(shù)。還由于兩塔段間的換熱驅(qū)動力增大，精餾塔段會向提餾塔段提供更多的熱量從而增大了精餾塔段塔壁內(nèi)側(cè)的冷凝液膜厚度，使這一側(cè)的熱阻增大，又由于精餾塔段的液膜熱阻為影響總傳熱系數(shù)的關(guān)鍵，所以隨著壓縮比的增大，總傳熱系數(shù)降低了。

1.2.2兩塔段對應(yīng)位置間換熱量的計算

兩塔段間的換熱量可利用式（30）來計算，計算結(jié)果如圖6所示。

圖4　不同壓縮比下的總傳熱系數(shù)

式中，Qi為精餾塔段與提餾塔段對應(yīng)測溫點間的換熱量，W；K為總傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；A為換熱面積，m2；ΔT為精餾塔段與提餾塔段對應(yīng)測溫點間的溫差，℃。

圖6顯示了壓縮比的變化對精餾塔段與提餾塔段之間換熱量的影響，從中不難看出，隨著壓縮比的增大，兩塔段之間的換熱量也增大了。據(jù)推測，主要是因為隨著壓縮比的增大，兩塔段對應(yīng)位置之間的溫差即換熱驅(qū)動力逐漸增加，使精餾塔段塔壁內(nèi)側(cè)的上升蒸汽在塔壁上發(fā)生部分冷凝，放出的相變熱通過塔壁的熱傳導(dǎo)使塔壁外側(cè)的下降液膜表面發(fā)生部分氣化，所以兩塔段之間的換熱量是隨著壓縮比的增大而逐漸增加的。從圖6中還可以看出，在同一壓縮比下沿塔高從上至下，兩塔段之間的換熱量有輕微的減小趨勢，但塔底附近的3個測溫點對應(yīng)位置間的換熱量無明顯規(guī)律。推測原因是：塔釜采用蒸汽直接加熱導(dǎo)致附近溫度不穩(wěn)定，而塔頂部分的溫度相對穩(wěn)定，能更好地反映同軸式HIDiC兩塔段間的換熱規(guī)律。

2　同軸式HIDiC的模擬

將計算得到的精餾塔段與提餾塔段對應(yīng)測溫點間的換熱量帶入Aspen plus軟件進行模擬，流程圖如圖7所示，模擬主要參數(shù)與連續(xù)實驗操作參數(shù)保持一致并采用Wilson熱力學(xué)模型。將模擬得到的溫度與試驗溫度進行對比，結(jié)果如圖8所示。從圖中可以看出，模擬得到的溫度與實驗值計算值在誤差允許范圍內(nèi)吻合良好，推測誤差原因是環(huán)形壁流現(xiàn)象以及液膜自上而下厚度變化的影響。擬合結(jié)果表明本文所提出的同軸式HIDiC總傳熱系數(shù)的計算方法在一定范圍內(nèi)切實可行。

圖5　不同壓縮比下的溫差

圖6　不同壓縮比下兩塔段之間的換熱量

圖7　模擬流程圖

圖8　模擬與實驗溫度對比圖

3　結(jié)　論

本文以中試規(guī)模的同軸式 HIDiC為研究對象，以乙醇-水為實驗物系，通過在不同壓縮比下的實驗研究了該塔的溫度分布，提出了一種計算該塔總傳熱系數(shù)和精餾塔段與提餾塔段間換熱量的方法，計算得到同軸式HIDiC的總傳熱系數(shù)隨壓縮比的增大而減小，數(shù)值在300～800W/（m2·K）的范圍內(nèi)，并利用Aspen plus軟件對計算得到的值進行了模擬驗證。結(jié)果表明在一定誤差范圍內(nèi)，兩者吻合良好，所以本文提出的總傳熱系數(shù)的計算方法切實可行。

符號說明

A′—— 換熱面積，m2

A～E —— 相關(guān)公式系數(shù)

a、a0、a1、b、b0、b1—— 相關(guān)系數(shù)

Csf—— 組合常數(shù)

cL—— 冷凝液的等壓熱容，J/（kg·K）

pm

Ga—— 量綱為1

g —— 重力加速度，m/s2

i，j—— 待分離物系中不同組成

K—— 總傳熱系數(shù)（具體值見章節(jié)3.2.3），W/（m2·K）

K''—— 量綱為1

L—— 換熱面的長度，m

M —— 分子相對質(zhì)量

n—— 相關(guān)公式系數(shù)

Pr—— 冷凝液的普朗特數(shù)

Pc—— 臨界壓力，Pa

Qi—— 精餾塔段與提餾塔段對應(yīng)測溫點間的換熱量，W

R—— 氣體常數(shù)，取8.314

r—— 冷凝潛熱，kJ/kg

T—— 定性溫度，K

Tc—— 臨界溫度，K

Tr—— 對比溫度

ΔT—— 精餾塔段與提餾塔段對應(yīng)測溫點間的溫差，℃

Δt—— 精餾段與提餾段對應(yīng)位置上的溫度差，℃

x—— 液相質(zhì)量分率

y—— 氣相質(zhì)量分率

α —— 定性溫度下的冷凝對流給熱系數(shù)，W/（m2·K）

αR—— 精餾塔段的給熱系數(shù)，W/（m2·K）

αS—— 提餾塔段的給熱系數(shù)，W/（m2·K）

δ—— 精餾塔段塔壁的厚度，m

λ—— 精餾塔段塔壁材質(zhì)的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）

σ—— 氣-液界面的表面張力，N/m

ω—— 偏心因子

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·產(chǎn)品信息·

浙江力普石墨粉碎球化生產(chǎn)線再次出口日本

日前，來自世界500強企業(yè)列前100位的一家日本株式會社第二次專程來到浙江力普粉碎設(shè)備有限公司訂購石墨粉碎球化生產(chǎn)線。經(jīng)現(xiàn)場帶料試驗，結(jié)果表明由該生產(chǎn)線加工的石墨微粉精度更好，振實密度高，球形度理想，產(chǎn)品成品率高，粒度集中，耗能降低 20%左右。日商對此十分滿意，連連稱此生產(chǎn)線達到了國際領(lǐng)先水平，當(dāng)場下單訂購，并將浙江力普公司作為長期戰(zhàn)略合作伙伴。

這次出口的石墨粉碎球化成套設(shè)備，只需將石墨原料進行多次粉碎、分級、打散，就能實現(xiàn)石墨的球形化。其中系統(tǒng)產(chǎn)生的尾料和成品可通過風(fēng)網(wǎng)系統(tǒng)和集料系統(tǒng)進行統(tǒng)一的收集。此方案在石墨加工行業(yè)已取得卓越成果，成為石墨粉碎球化領(lǐng)域中的佼佼者。整個系統(tǒng)的出料點少，配以高度自動化的電氣控制系統(tǒng)，實現(xiàn)較高程度的自動化生產(chǎn)，節(jié)約人力資源并有效地控制車間內(nèi)的粉塵污染問題。電氣控制也可采用領(lǐng)先的PLC自動化設(shè)計，實現(xiàn)粉碎過程的無人化連續(xù)操作和整條生產(chǎn)線的電腦控制操作。各系統(tǒng)中設(shè)備的排放可根據(jù)實際要求進行靈活調(diào)整，通過改變軟管的連接能夠方便的調(diào)整同組中各種規(guī)格主機的數(shù)量組合。

目前，浙江力普公司的石墨粉碎球化生產(chǎn)線已遠銷日本、巴西等國家；同時在我國的黑龍江、內(nèi)蒙古、山東、吉林、湖北、湖南等石墨產(chǎn)地得以廣泛使用，深受好評。

浙江力普咨詢熱線：13806745288，13606577969傳真：0575-83152666網(wǎng)址：www.zjleap.com E-mail：zjleap@163.com

Heat transfer property of concentric internally heat integrated distillation column

FANG Jing，ZHAO Rui，LI Chunli，XUAN Bihan
（School of Chemical Engineering，Hebei University of Technology，Tianjin 300130，China）

A calculation method of the overall heat transfer coefficient of concentric internally heat integrated distillation column（HIDiC）is proposed in this study. The method is based on the physical property data of experimental system. The ethanol-water mixture is used as a case to study the self-made pilot-plant concentric HIDiC under different pressure ratio experimentally（1.4—2.6，step is 0.1）. The phase transformation to the coefficient of heat is calculated by measured temperature distribution. The overall heat transfer coefficient and heat exchange amount between the two columns sections are computed through experimental temperature in this column. The calculated value of the overall heat transfer coefficient decreases with the increase of the pressure ratio and is shown to be between 300W/（m2·K） and 800W/（m2·K）. In the case of operating conditions and product purity consistent with the experimental value，the heat transfer calculation value between rectifying and stripping sections is substituted into software to simulate. The temperature distribution simulated by the calculated value in simulation software is correlated with the experimental temperature. The method of calculating the overall heat transfer coefficient of HIDiC is proved to be practical and effective.

distillation；column；heat transfer；computer simulation

TQ 028

A

1000-6613（2016）08-2342-08

10.16085/j.issn.1000-6613.2016.08.06

2015-11-23；修改稿日期：2016-01-07。

教育部博士點基金項目（20131317120014）。

方靜（1977—），女，博士，教授，主要從事分離與純化研究。聯(lián)系人：李春利，男，博士，教授，主要從事分離與純化研究。E-mail ctstfj@163.com。