外行学空分(210)一一新单塔流程制氮工艺方案

8 p# {8 T3 s: y$ }" b) q! [至少有三个错误：

* T! ?+ y# v# i; t) i1、换热方面，5000空气4.1bar压力不够，要生产1500~2000液氮，出换热器液量也要这么多，只有5000空气中有部分液化。但4.1bar空气开始冷凝的温度低于-177度，进主换热器各返流中-177以下的冷量非常少，空气无法液化，结果必然是主换热器热端温差大增。这部分空气压力至少需要20bar

2、循环氮压机等温效率，24000*101.3*300/273.15*ln(3)/3600/800=102%，太高了
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: c6 b# n/ v/ \$ b3、循环氮气压力3bar不够，塔底蒸发废气中氧含量50%，温差1.6K时，氮气冷凝压力是3.6bar，考虑到阻力，氮压机出口压力还要更高一些。

" M, g1 u, ~8 A: |3 X3 e再有你生产的是低压氮气，还需要有产品气氮压机，空压机、循环氮压机和产品氮压机三台。
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+ j8 U/ K  ]+ A3 n/ F) g5 w! n6 B. R" J  N一般制氮机只需要一台空压机，不需要氮压机，塔压由所需产品氮气压力决定，塔压高液体产率就大，塔压高氮气提取率低。塔压很高但不需要更多液体产品时，可以考虑用低温增压循环的方法来提高产品提取率，但这并不是常规做法，只能算是特殊情形下的“废能利用”，把五粮液当酒精烧火取暖。

可以比较一下单耗

氮气压力要求5atm，压缩机等温效率都是70%
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9 J& @5 U, W/ t  n( ^正常制氮机空压机出口压力5.6atm，氮气提取率60%，空气量50000，则氮气量是50000*0.7812*60%=23436Nm3/h

正常制氮机电耗50000*101.3*300/273.15*ln(5.6)/3600/0.7=3803kW

6 Q9 G, e; b5 M- m: \" a/ T所以正常制氮机单耗是3803/23436=0.16kWh/Nm3

尤氏制氮机空压机功率50000*101.3*300/273.15*ln(4.2)/3600/0.7=3168kW

* H" v. F; }4 ~尤氏制氮机循环氮压机功率24000*101.3*300/273.15*ln(3.75/1.1)/3600/0.7=1300kW

0 O! E3 ^5 ~: p1 o6 a0 o尤氏制氮机产品氮气量50000*0.7812*0.75=29295

尤氏制氮机产品氮压机功率29295*101.3*300/273.15*ln(5/1.1)/3600/0.7=1958kW
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7 i$ S; O$ e$ w! c' d所以尤氏制氮机总功耗是3168+1300+1958=6426kW

3 |  P, a  K) Y: R) |) h# p尤氏制氮机单耗6426/29295=0.22kWh/Nm3

尤氏制氮机单耗是正常制氮机的0.22/0.16=1.38倍

1 ~5 }& i1 E3 [: y多两台压缩机，多一个冷凝蒸发器，主换热器价格增加50%，能耗反而高了38%，谁会用这样的制氮机？
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当然，以上计算中都没有考虑液体产量。

可能尤总对空分换热方面的理解还是少了点。上例中，你把空气换热和循环氮气换热组合在一起，假定膨胀机前温度是-140度，膨胀机后是-180，那么在换热器内，空气温度-140之前，正流气量是50000+24000=74000，返流量也是50000+24000=74000（先不考虑液体产量），正返流量相等，压力相差不大，近似认为比热也相同，那么根据热量平衡，可知换热器热端温差与空气-140处温差基本相同。当然，正流压力稍高一些，比热稍大一点，且有少量液体产出使正流量稍大于返流量，所以空气-140处温差会比热端温差稍大一点，计算结果是仅相差2~3K
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但是在空气-140之后，正流气量大幅减少，正流量只有5000+24000=29000，返流仍是74000，返流是正流的74000/29000=2.55倍，由热量平衡，返流变化1K，正流要变化2.55K，正返流温度变化速率不同，结果是-140之后，温差会越来越小，直至空气开始液化，此时温差最小，比如1K，但空气-140处和热端温差要大得多，所以大量冷量无法回收。
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热量=流量*比热，空气-140后流量大幅减小后，只能设法增大空气比热才能使冷热量平衡，所以需要提高这部分空气的压力，使空气潜热减小但各处比热都增大。这部分空气压力一般需要提高至临界压力38bar以上，4.1bar压力太低了，空气液化率很小，冷量无法回收。我说你至少要20bar，是因为你5000空气量偏大了，但压力不够，2000空气压力40bar就够了，2000空气压力40bar的功耗比5000空气压力20bar的功耗小，前者回收冷量更为有效。

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1 o' k  Y; L1 f: f6 K$ D, A" \循环氮气正返流冷热量基本上抵销，没有多余的-177度以下冷量来液化4.1bar空气。

主要是你的膨胀量比例太大了，占到全部空气的90%，抽出膨胀空气后，正返流量比例是1:10，这个正返流偏差太大。
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0 f" R6 P6 l4 W' k/ B正常全低压双塔流程膨胀空气量比例在20%以下，抽出膨胀空气后，正返流仍比例大于4:5，虽然冷热量仍不平衡，温差仍会越来越小，但变化不是很显著，一旦空气开始液化，那怕只有2~3%空气液化，也能避免出现负温差。

% U- H, E6 \3 U- N. g液化装置和膨胀空气比例超过30%的空分，都要考虑冷量的回收问题，都要有高压空气或高压氮气来回收冷量。
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温度-140度时，40bar空气的比热是4.1bar空气的10倍，减小气量，只有增大比热，才能使冷热量平衡。

4.1bar空气冷凝时只有-177度以下的冷量才能利用，20bar空气冷凝时-153度以下的冷量都能利用，后者回收冷量的效果大大增强。

看来尤总对换热还是没有多少概念，冷量有数量多少和品位高低两个属性，换热虽然不会使冷量的数量减少，但任何换热都是一个冷量品位降低的过程，这实际上不过是热力学第二定律的又一种表述。

7 W2 \! B9 z- j$ I" E" B假定你的返流气进主换热器温度是-180度，液化4.1bar空气时，只有-180到-177之间的冷量可以被利用，-177以上的冷量虽多，但这些冷量并不能用来液化4.1bar空气，只能以热端温差的方式损失掉。
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如果空气压力是20bar，那么-153度以下的冷量都可用来液化20bar空气，-180到-153的冷量当然比-180到-177多好几倍，提高需要液化的这部分空气的压力后，才能有效回收返流气冷量，从而减小热端温差。空气压力40bar回收冷量的效果当然更好。

计算氮气单耗时没有计入空气增压的这部分功耗，是由于你这样安排换热时，无法生产1500~2000的液氮，你的膨胀机产生的冷量虽多，但大多数都以热端温差的方式散失掉了。

当然，你如果不对空气增压，也有办法避免负温差，降低膨胀机前温度，使机前温度与空气液化温度之间的差值减小，那么这两处温差的差值也会减小，我看厦大论证报告上就是用这种方法，膨胀机前温度有降到-169度的，一般空分的膨胀机前温度是-120左右。降低膨胀机前温度后，单位制冷量减小，仅从能耗上看，不如将部分空气增压后再提高膨胀空气温度。尤总液化的这部分空气肯定要用压力较高的，比如经膨胀机增压侧增压后的空气，即使液化温度提高1度，如从-177提高至-176，可用来液化空气的冷量也能增加30%以上。