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本帖最后由 Yb2021 于 2024-1-21 06:51 编辑 % r, W# |9 J% r' e
7 i3 D) X) u* n1 B4 k1 p& u' x 新单塔流程的专利授权后，我决定委托厦大进行模拟计算和初步论证，这个厦大论证报告的核心部分已经在世界顶级的(化学工程)杂志发表。厦大论证报告的主要内容如下，一是简单回顾了深冷空分技术的发展历史，在目前工程条件及机械性能已经接近极限的条件下，深冷空分全装置（双塔流程标准工艺方案即所谓的全低压工艺方案）的有效能效率仍然在30%以下(更准确地说在20%-25%之间)。二是对深冷空分所用设备如压缩机械，膨胀机，涡轮增压机，冷凝器及换热器传热温差，正返流阻力参考(制氧技术)进行了分析，认为通过设备性能的改进降低空分能耗的潜力已经不大！三是对新单塔流程的四个工艺方案及高低两个液体产品方案共八个组合方案进行了模拟计算，根据计算出的结果进行了初步的比较分析讨论。) [1 W5 M3 S. V$ C* O) s
目前厦大的论证报告已经在(外行学空分)第99帖评论区上传可以下载，也可以向空分技术网主管索要。
! R3 X" C+ c$ q/ O 厦大论证报告把空气简化为含氧20,7%含氮79,3%的二元物系进行模拟计算，其原因如下，一是所谓双塔流程，古典单塔流程，新单塔流程都是针对氧氮二元物系的精馏而言，至于空气真实组分氧氮氩三元物系，则并不存在什么单塔流程和双塔流程的说法，而只有基于新单塔流程和双塔流程的氧氮氩三元物系的精馏工艺方案。二是所有的深冷空分教科书在进行流程比较时都是采用同样的处理办法。三是当时无论是我本人还是厦大的教授们对深冷空分提氩尚未形成成熟的想法，对深冷空分流程都是开式热泵供冷供热精馏流程也尚未有深刻的认识，要进行真实空气组成下氧氩氮三元物系模拟计算也感到无从入手！当然现在这个问题已经解决，对于深冷空分开式热泵供冷供热精馏流程也有了深刻认识，可以做到运用自如了。具体可以参见(外行学空分)有关提氩部分的内容。, p% r/ w# O* s& y" {1 O* Q
厦大的论证报告是非常严肃认真的，首先明确了工程条件及机械设备的性能指标，压缩机械(包括空压机氮压机涡轮增压机深冷压缩机)的绝热效率均按照85%(大体上相当于空压机等温效率70%)设定，正返流阻力均按0,1bar设定，传热温差则设定为2K！应该说以上的机械性能参数和现在的先进水平是有差距的，所以论证报告专门说明以上的设定不一定符合实际仅供参考，也不可能完全合理，实际运用时应该根据实际情况重新设定。在进行分析的时候，也明确了标准状态单位氧气电耗指标的核算办法及分摊系数和核算扣除值的出处。这一点非常重要，因为现在深冷空分能耗核算非常混乱！如果不明确电耗的核算办法和分摊系数及扣除值的数值及出处，其结果将是鸡同鸭讲甚至是具有误导性的！但是必然引发争议，因为这是一个在业界并没有共识，从来没有得到真正解决的问题！由于这个原因厦大论证报告中又增加了全装置的有效能效率指标与核算结果相互参照。即使最苛刻的评论家也不能不承认厦大的论证报告是非常严肃认真规范的。* q p. W; }, N" C
厦大的论证报告，已经是一个历史文献，现在回头看，也不可避免存在一些问题和错误，择其要者如下。- B) y: q1 [) b1 h
一是进行核算分析时氧气实际液化功扣除值偏大，其主要原因是直接采用了（制氧技术）中气氧实际液化功1.2-1.47KWh每标准立方米液氧数据，取1.3KWh每标准立方米液氧，以论证报告设备性能参数和换热温差，正返流阻力时，扣除值应该调整为1.0KWh每标准立方米液氧（以论证报告中的设备性能参数，实际工程条件及工艺方案和工艺参数计算出的气氧实际液化功是1.2KWh每标准立方米液氧）。这个问题非常复杂，首先是没有一个有共识的空分装置能耗核算办法，如果对此有怀疑，可以认真研究一下原机械部制定的空分装置能耗核算国家标准，看看能不能按照这个标准进行空分装置的能耗核算。其次还涉及空气开式热泵一膨胀制冷液化工艺方案及工艺参数的优化问题，具体来说就是在空压机，压力空气增压机，涡轮增压机等温效率70%，膨胀机绝热效率85%下，双塔流程的标准工艺方案（全低压工艺方案）中的空气开式热泵一膨胀制冷液化效率极低只有20%-25%，而所谓的双膨胀工艺方案的开式热泵一膨胀制冷液化效率则可以达到30%-35%，两个不同工艺方案不同工艺参数的空气开式热泵一膨胀制冷液化效率相差近一倍！这个问题不解决，空分装置的能耗核算中的气体液化单耗扣除值根本无法取得共识，有关内容可以参阅后面关于空分装置的能耗核算办法，双塔流程标准工艺方案的缺陷，空气开式热泵一膨胀制冷液化工艺方案及工艺参数的优化相关帖子。
" D5 e; c: U$ k& I 二是对双塔流程在二元物系下的基本工艺参数认识有偏差。其原因在于受了深冷空分教科书的误导，在二元物系下双塔流程进入下塔的空气数量不需要达到空气总量的85%，只需要达到空气总量的60%即可，当然这样情况下，双塔流程的氧提取率将比新单塔流程低10%，但单位气氧能耗更低，更合理一些！这个问题其实也是十分复杂，双塔流程标准工艺方案，如果进入下塔空气数量只达到空气总量的60%，氧提取率在90%以下！随着进入下塔的空气数量增加，氧提取率升高，但很慢，而要达到95%以上，空气进入下塔的数量大大大高于60%而接近于85%，进一步提高进入下塔的压力空气数量，氧提取率也提高很小，这个问题其实只有加上提氩方案后才能合理地得到解决，这里其实涉及是把空气视为氧氮二元物系还是视为氧氮氩三元物系的问题，二元物系和三元物系的精馏组织方案是完全不同的。/ G# @9 H( Y* F; ?, p* x
一个空分装置的产品多种多样，有氧气氮气氩气，液氧液氮液氩，压力氧气压力氮气压力氩气等。但按照约定俗成的做法，空分装置以单位氧气电耗作为唯一的能耗指标，这就产生了核算的问题。但是对于如何核算深冷空分行业并没有一个统一的做法，这就不可避免产生无数的争议和混乱！, A% @6 f1 B: i H7 \4 h- U
厦大教授们在做论证报告时对此情况是了解的。例如对于液体产品的能耗现在空分技术界只有非常粗疏的说法，那就是液氧的单耗相当于气氧的2-3倍，这在液体产品数量极少的时侯还勉强可行，一旦液体产品比例提高，则完全不可行！如何处理这个问题实在是为难他们了！经反复考虑后，对于空分装置的能耗核算，提出了一个方案。其原则如下。
! i( t2 {) U# l5 k* V. z 一，只能在空分装置中实现的氧气氮气氩气按照氮氩氧气的有效能数值进行分摊，又考虑到目前实际空分装置核算中很多情况下，氮气是不分摊能耗的，如果完全按照氧氮气有效能确定分摊在氮提取率变化的时候会造成核心核算指标一一标准状态气氧单耗大幅波动，而完全不分摊又极不合理，综合考虑后氮气产品单耗按照氧气单耗2%进行核算。
) E% \- y" n- F 二，可以在空分装置外实现的压力氧气压力氮气压力氩气(即所谓的内压缩)液氧液氮液氩则按照等效原理采用扣除法进行核算，即同样设备性能参数，同样工程条件，同样工艺方案，同样工艺参数下单独压缩及液化功耗作为内压缩及液体产品液化扣除值。
: u5 `/ s* c1 s+ u2 E 厦大的论证报告就是按照以上的核算原则进行并在这个基础上进行分析。应该说以上的原则相对于现在深冷空分行业混乱的核算办法是一个基本合理的方案。但也不能解决所有的问题。& H6 r; z- I4 f* m2 K6 R$ _
按照以上的核算原则，压力氮气压力氧气压力氩气(也就是所谓的内压缩问题)的扣除额比较容易确定，以空压机的机械效率(一般情况下，氧压机氮压机及氩压机由于设计和制造的原因总是低于空压机)计算出压缩功作为扣除值。液体产品的能耗如何扣除却是一个更加困难的问题。% S, b! ]9 V5 V* e
要合理地确定液体产品核算时的扣除值，涉及以下的三个问题，一是设备性能参数及实际工程条件，包括压缩机械的效率，涡轮增压机效率，膨胀机的效率，换热器温差，正返流阻力及散冷损失。二是在同样设备性能参数，同样工程条件，同样工艺方案，同样工艺参数的基础上计算出气体的实际液化功。三是需要确定空分和液化联合装置(实际的空分装置都是空分和液化的联合装置)是否拥有相对于独立的液化装置的联合红利，这个红利如何分配，四是必须论证计算实际液化功的开式热泵一膨胀制冷液化工艺方案及工艺参数是优化的。
" U9 C# W5 p2 M2 S 关于第一个问题，厦大论证报告已经明确了设备性能参数和工程条件。关于第二个问题，(制氧技术)中计算出的氧气实际液化功为1,25-1,47KWh每标准立方米液氧，液化的有效能效率在20%以下确实偏低了，采用厦大论证报告中的设备性能参数和实际工程条件，其中机械性能参数空压机等温效率70%，涡轮增压机等温效率70%，膨胀机绝热效率85%，实际工程条件换热器温差2K，正返流阻力0,1bar。散冷损失25KWh，计算出的氧气实际液化功1.2KWh每标准立方米液氧以上（和用于液化正流空气压力关系极大），其有效能效率在22%左右(目前的液氢的实际液化效率就在20%-25%之间，天然气液化效率在25%，液化效率本质上和气体种类无关！)。关于第三个问题，空分装置和液化装置联合红利很大，空分装置中液氧实际扣除值比相同工程条件设备性能参数下的气氧实际液化功低。厦大论证报告如果以1.0KWh每标准立方米液氧作为核算扣除值是比较合理的。关于（制氧技术）中的气氧实际液化功是采用单膨胀工艺方案下实际工艺参数计算的气氧实际液化功。其实是完全套用双塔流程标准工艺方案的工艺参数，而没有对工艺参数进行优化，计算结果是正确的，但作为气氧实际液化功则不不能说是完全合理的！这个问题非常复杂也是一个极为重大的问题，后面会进行专题讨论。
3 }9 @ W3 F+ e8 T* N, \& _2 @2 X4 w 至于液氮液氩核算时的扣除值在液氧扣除值确定后，就可以以气氧实际液化效率和液氮液氩有效能数值而得到液氮液氩扣除值。
W2 f+ `1 V& x" D. X 之所以在新单塔流程和双塔流程比较的讨论中，关于空分装置的能耗核算会成了一个问题，除了目前空分装置的能耗核算混乱外，还在于厦大论证报告没有解决低液体产品方案下的工艺方案优化的问题，厦大论证报告只是通过简单地降低空压机出口压力(厦大论证报告中的压力空气全部或大部用于膨胀制冷)降低液体产品数量，这样由于用于液化正流空气压力参数未进行工艺参数优化及正返流阻力的影响势必大幅度降低膨胀制冷的效率，从而降低了新单塔流程全装置的有效能效率。如果在低液体产品方案下，采用以空气热泵加氮气热泵的双热泵精馏工艺方案(其实就是古典单塔流程加一个冷凝器设置在液空入口处，采用深冷压缩的氮气热泵)，这样在液体产品为零的时侯，空压机的出口压力为4,2αtm，60%的压力空气进精馏塔底冷凝为液空，减压后作为回流液，另外从精馏塔顶部抽氧气产量2.2倍左右的氮气经深冷压缩后在设置在液空入口处的冷凝器中冷凝减压后进入塔顶作为回流液！这样标准状态气氧单耗可以比同样机械性能参数同样工程条件下的双塔流程（全低压工艺方案）低5%-10%！如果厦大论证报告解决了这个问题，关于深冷空分能耗核算的讨论就不会发生了！当然也不一定，要改变已经形成的习惯认识是非常困难的。
6 P5 K w+ z2 L7 B0 U1 ~7 Z9 {8 n 厦大论证报告存在的最大问题在于对新单塔流程和双塔流程各自的优缺点没有深入透切的理解，这对外行初学者来说，实在是要求太高了，但又是一个不得不面对的问题。1 Y" A! b% w* \# J
双塔流程其实是非常超前的，从精馏的角度来说，它和双效精馏非常相似（严格意义上双塔流程不是双效精馏），同时又是一个完全自热的精馏流程。这里其实存在一个矛盾，双效精馏的精馏效率高于标准常规精馏流程，但双效精馏不可能是完全自热精馏流程。
" h$ O% n$ F I) |1 \3 L. n4 b1 l 新单塔流程从精馏的角度来说，它是标准的常规精馏流程，只不过是以氮气为循环工质的开式热泵代替了蒸汽再沸器和冷却水冷凝器。- [) U: n6 o3 ?$ n2 j! ^
当然现在我们已经知道，双塔流程是一个以空气为循环工质的一拖二开式热泵精馏流程。从热泵角度来说，它是一个一拖二开式热泵，从精馏角度来说，它是一个双热泵精馏工艺方案。双热泵工艺方案是双塔流程的突出优势，而一拖二热泵是它的致命缺点。明白了双塔流程的优势和缺点，那么就会明白，以新单塔流程的单热泵工艺方案和双塔流程的一拖二热泵工艺方案进行能耗的比较，其结果是不确定的。只有以新单塔流程的双热泵(空气加氮气)工艺方案和双塔流程的一拖二热泵工艺方案进行比较其结果才是确定的无法质疑的。9 o! ?' [) m9 U: I$ q' S2 v
厦大论证报告中确实把空气氮气双热泵工艺方案作为一个工艺方案。但并没有把这个工艺方案作为新单塔流程的基本工艺方案加以突出和优化。这是厦大论证报告存在的最大的一个具体问题。这个当然是因为对新单塔流程和双塔流程各自的优缺点没有深刻认识的结果。' N8 ~+ k7 v) d0 r! c
第二个具体的问题是对双塔流程在进行双塔流程二元物系模拟计算时的基本工艺参数存在偏差。对双塔流程在氧氮二元物系时进入下塔的空气数量没有进行认真的核定，这里有两个原因，一是受了深冷空分教科书的误导，深冷空分教科书对双塔流程进行描述的时候，从来都是按照空气85%进入下塔，富氧液空中氧含量36%-40%进行描述的。但其实只是对现在深冷空分装置实际运行数据的一个套用。二是还有一个具体的原因，那就是进入下塔的空气数量增加液氮数量相应增加，氧提取率上升，但上升的幅度很小。进入下塔的空气数量从60%到85%都是有道理的！现在我们已经知道，空气数量85%进入下塔是空分塔按照氮氩一氧进行精馏组织的工艺参数。而氧氮二元物系进行模拟计算对应的是空分塔按照氮一氩氧进行精馏组织。比较合理的做法是进行氧氮二元物系模拟计算时，空气的组成应该设定为氧21.6%，氮78.4%，这样二元物系的模拟计算和空气真实组成按照氮一氩氧进行模拟计算的结果基本一致。其次当进行双塔流程的氧氮二元物系模拟计算时，进入下塔的空气数量应以空气总量的70%为宜，当然这样情况下，氧提取率相对于新单塔流程非常接近，新单塔流程和以此为基准的双塔流程进行比较分析更为合理。
; v8 l! P! u P+ R0 j# t, ~# }+ ] 第三个具体问题，厦大论证报告没有对新单塔流程的工艺参数进行基本的优化。空气压力从2,5bar-5,6bar！制冷的效率也随之大幅度波动，这更增加了分析的难度！应该把空压机出口压力优化确定在4,3bar，这样就可以把影响开式热泵一膨胀制冷液化效率的一个因素基本稳定下来。, }& A0 c- X' A# t
第四个具体问题是没有突出新单塔流程零液体产品方案的优化。这个在空分装置能耗核算办法没有共识的情况下其实是非常重要的。
( O& d: {; {) k/ { 第四个具体问题是没有认识到无论是双塔流程（全低压工艺方案）还是厦大论证报告中涉及的新单塔流程工艺方案，由于用于液化的正流空气压力太低而导致的空气开式热泵一膨胀制冷液化效率极低！这其实是空分装置能耗核算液体产品扣除值争议的最重要的原因，对于深冷空分的外行而言，这个难度太大了！ `( ~5 q" u _ u5 Q
还是一个更加重要的问题，没有认识到深冷空分装置是空气开式热泵一膨胀制冷液化和空气开式热泵精馏的联合装置，除了精馏工艺方案及工艺参数对空分装置有决定性影响外，空气开式热泵一膨胀制冷液化的工艺方案工艺参数同样也对空分装置的能耗产生重大的影响。
. @1 h( I0 w1 d3 U6 s5 ]- D 以上的几个问题又是相互联系的。% k* W ^ [1 P( t+ Q3 H
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