外行学空分(171)一一厦大论证报告(四)

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   对于厦大论证报告的质疑核心集中在空分装置的能耗核算问题上，其中关健的问题就是对气氧实际液化功，气氧实际液化效率的认识存在重大的分岐！其它的问题其实都是无关紧要的。例如有人认为厦大论证报告中的设备性能参数太先进了(原话为只有进口设备才能达到)，这当然是闹了一个大乌龙！厦大论证报告中的设备性能参数是参考(制氧技术)设定的，如何只有进口设备才能达到？原来专家把厦大论证报告中计算出的空压机氮压机轴功率直接与空压机氮压机电机功率进行比较，才形成了这样的印象！至于有的专家指出厦大论证报告中的双塔流程模拟计算中上下塔理论塔板数设定太少了，这当然是由于我们太外行了！但又提醒我们新单塔流程的理论塔板数同样太少了，通过增加理论塔板数可以进一步降低能耗！至于双塔流程的理论塔板数设定太少，那是无关紧要的，接受专家的意见调整过来就是了！只有空分装置的能耗核算问题才是关健的，而且是具有颠覆性的质疑！
    其实在模拟计算出结果进行分析讨论的时候，这个问题就是一个非常突出的问题！查阅了资料我们发现可以解决这个问题比较靠谱的说法只有一个，那就是液氧们能耗相当于气氧能耗的2-3倍！当然我们也学习了原机械部的空分装置能耗核算的国家标准，结果大失所望，因为该标准实际上是不完整的，不但无法解决问题，实际上问题更大，根本无法根据该国家标准进行空分装置的能耗核算。至于所谓液氧能耗（包括分离功）是气氧单耗的2-3倍，这毫无疑问是一个经验的做法，是无法出现在正式报告中的，解决这个问题只有两个办法，一个是有效能的角度(其实所谓的林德科技报告就是从这个角度来论述这个问题的)，另一个就是从气氧实际液化功的角度来解决这个问题！厦大论证报告同时采用了两个办法，一方面计算了全装置的有效能效率，另一方面又采用(制氧技术)中气氧实际液化功1.22-1.47Kwh每标准立方米液氧的数据，折中为1.3Kwh每标准立方米液氧作为核算扣除值进行了气氧单耗指标核算！核算的结果和全装置的有效能效率指标是同向的，可以互相验证的！这当然比液氧能耗是气氧能耗2-3倍的核算办法可靠得多科学得多！当然这两个办法并不是不可讨论不可质疑的，但是已经建立了一个框架，所有关于空分装置的能耗核算都只能在这两个框架下来讨论了！这大概是厦大的教授们没有想到的！即使是认为厦大论证报告中的核算办法是数字游戏的空分专家，也无法把液氧能耗是气氧能耗2-3倍说法拿出来！其实只要把这个拿出来就可以直接颠覆厦大论证报告的分析结论！而只能从气氧实际液化效率，气氧液化单耗扣除值，深冷气体液化效率大大高于空分装置的效率等角度提出质疑。关于这些问题我在前帖已经做了充分的说明，并详细介绍了空分装置的能耗核算七个步骤，回答了专家的质疑，可以参阅一下！
5 e0 }- }  [/ ]" Y" h   下面我从另外的角度来谈一下这个问题。其实液化和分离是空分装置密不可分的两个组成部分，即使空分装置的液体产品为零(实际上不可能，为了防止上塔提馏段底部碳氢化合物的聚积需要有液氧不间断排出。)空分装置中也存在液化过程，只不过其产品(液空)被散冷损失热端温差损失消耗掉而已！任何一本深冷空分教科书中空分原理部分，第一个内容就是空气的压缩和液化！其实这就是深冷气体的基本液化流程，自从膨胀机出现以后，这个基本流程就没有改变过！教科书描述如下，空气压缩至6atm，经与返流气体换热后，大部分空气进入膨胀机膨胀制冷，小部分空继续与返流空气换热直至全部液化减压后部分气化，余下的液空作为产品引出，液空产量为压缩空气数量的3%-5%！计算其液化效率则在20%以下！这和教科书中气氧液化单耗1.22-1.47Kwh每标准立方米液氧是一致的！但确实教科书中空气和气氧液化效率的数据是比较滞后的，但和教科书中的设备性能参数和工程条件及工艺参数相适应的！厦大论证报告的设备性能参数和工程条件是按照空分教科书设定的，按照其气氧实际液化功数据作为核算扣除值既符合一般的核算规则也是完全合理的。
    确实关于气氧气氮气氩的实际液化功的数据及文献非常少见，这也是一个十分奇怪的事情！但是其它深冷气体实际液化功的数据和文献是非常多的，例如氢气天然气的实际液化功的数据和文献却是非常多的。氢气实际液化效率20%-25%！天然气实际液化效率25%左右！气氩气氧气氮的沸点在氢气和天然气之间！这就说明深冷气体实际液化效率在20%-30%之间是完全靠谱的！这个实际液化效率和现在双塔流程的空分效率是非常接近的！这样以全装置的有效能效率作为空分装置的能耗比较的依据也是非常靠谱的（全装置的有效能效率只有在系统起始状态为死态（环境状态）的条件下才有意义，深冷空分装置的起始状态当然是环境状态）！
    厦大论证报告中的以全装置的有效能效率和以气氧实际液化功作为气氧单耗指标核算的气氧液化单耗扣除值无论在核算原则还是能耗比较的原理上讲都是完全靠谱的。完全没有想到这个问题会成了对厦大论证报告的质疑核心内容引起巨大的争议。如果知道这个问题会成为巨大的争议。那么一定会在论证报告中增加一些内容，让这个争议消失！其实这是非常容易做到的！
   第一个内容就是对低液体产品方案下的新单塔流程精馏工艺进行优化！厦大论证报告中的八个模拟计算方案，其中1-3-5-7方案是高液体产品方案，而2-4-6-8方案则低液体产品方案！而1-2，3-4，5-6，7-8方案之间的区别仅仅在于空压机出口压力的不同！这当然是简单化的处理！高液体产品方案无论是全装置的有效能效率还是气氧单耗指标核算的结果均拥有相对于双塔流程的能耗优势。而低液体产品方案无论是全装置的有效能效率还是气氧单耗指标核算的结果均不拥有相对于双塔流程的能耗优势！应该将模拟计算的八个方案调整为四个方案。有关调整后的四个模拟计算方案及相关内容见前帖！这样在低液体产品方案下也拥有相对于双塔流程的能耗优势！而低液体产品方案下的核算的结果则和气氧液化单耗扣除值的大小基本上无关。
  R4 x2 T, T: c& V   另外一个需要增加的内容则是双塔流程和新单塔流程同样高液体产品方案下的模拟计算结果。例和目前双塔流程如果液氧产量要达到10%，那么在不采用双膨胀制冷方案的情况下，空压机出口压力要达到7-8bar左右，计算出的边际气氧液化功高达1.0KWh每标准立方米液氧。
    这样气氧单耗指标核算的办法，还是气氧液化单耗扣除值都不再是厦大论证报告的问题，而回归成为深冷空分行业长期未得到解决的问题，让深冷空分专家自已吵去吧！当然无论他们怎么吵，也只能在厦大论证报告的两个框架中吵！
    为什么如果厦大论证报告优化增加以上的两个内容，空分专家就无法对厦大论证报告提出质疑了呢？第一将原厦大论证报告中的新单塔流程低液体产品方案下热泵精馏工艺方案优化后，其气氧单耗指标核算的结果是0.23Kwh每标准立方米气氧！这个核算的结果和气氧液化单耗扣除值完全无关！同时又确定了新单塔流程的能耗核算的非常重要的基准值！其次由于增加了双塔流程高液体产品方案下的模拟计算结果，并将其与原双塔流程模拟计算结果进行比较，就会发现如果以气氧液化单耗0.5Kwh每标准立方米液氧作为核算扣除值，则高液体产品方案下双塔流程的气氧单耗指标核算的结果将大大高于原双塔流程低液体产品方案下的气氧单耗指标！而以和新单塔流程一样的气氧液化单耗扣除值，则核算出气氧单耗指标基本一致。0.5Kwh每标准立方米液氧的气氧液化单耗扣除值还站得住吗？如果以和新单塔流程核算同样的气氧液化单耗扣除值(1.0Kwh每标准立方米氧)进行核算，则双塔流程的高低液体产品方案下的气氧单耗指标核算的结果是基本一致的(不可能完全一致)！那个更合理不言自明！
' f% c/ b' O  e  k   现在讨论一下空分装置能耗核算中气氧液化单耗扣除值0.5Kwh每标准立方米液氧的出处。当空分专家质疑厦大论证报告中的气氧液化单耗扣除值(1.3Kwh每标准立方米液氧)偏大时，我部分接受了(理由下面再解释)，但专家坚持认为应该按0.5Kwh每标准立方米液氧扣除！并说明液氧有效能(不包括分离有效能)0.25Kwh每标准立方米液氧，气氧实际液化效率50%！气氧实际液化功0.5Kwh每标准立方米液氧！看起来很合理，但存在明显的问题，那就是设备性能参数和工程条件完全没有涉及，也不涉及单膨胀制冷方案和双膨胀制冷方案，这怎么可能呢？我建议专家直接进行气氧实际液化功的模拟计算(这没有任何困难！)！专家只好说出出处是林德科技报告(暗示是林德模拟计算出的结果)并把文章推送给我！
4 C/ i/ C6 D' z3 f! u; \6 R! q      我认真看了文章！得出结论首先这是文章作者的个人意见，不能代表林德公司！其次文章作者并没有进行过深冷气体液化过程模拟计算！最后文章中的深冷气体实际液化效率50%并不是深冷气体实际液化效率(如果是实际液化效率一定要标明设备性能参数和工程条件及深冷气体种类，实际液化流程及工艺参数)，只是作者的人为假定。
7 H4 p/ u' |$ x2 p% P; ]   文章的大意是空分装置的产品大体可以分为三类，一是内压缩产品，二是液体产品，三是气体产品！由于各种产品的实际有效能效率不同，直接以全装置的有效能效率比较能耗水平是不合适(完全正确但具体问题要具体分析)，作者的意见是要确定三类产品的标准有效能效率。然后将根据据三类产品的数量及标准有效能数值计算出标准功耗，将此标准功耗之和和空分装置的功耗之和相除，数值大者为优！毫无疑问作者的高度很高思路正确，确实可以解决空分装置的能耗水平比较问题的一个正确思路。
$ e" R9 ]; N* V, j7 o8 U! k    问题在于三类产品的标准有效能效率该如何确定，标准有效能效率的标准要一致！文章作者认为内压缩产品标准有效能效率80%（即压缩等温效率80%），深冷气体液化标准有效能效率50%，气体产品标准精馏有效能效率20%！其实就是说压缩过程标准等温效率80%！目前最先进的空压机等温效率76%！极限等温效率80%是说得通的，深冷气体液化标准有效能效率50%如果和压缩产品一样是极限有效能效率也说得通（其实存在重大的问题，那没有区分膨胀机极限制冷效率和开式热泵一膨胀制冷液化效率，压缩机，涡轮增压机等温效率70%，膨胀机绝热效率85%，膨胀机制冷极限效率50%，液化极限效率35%，压缩机，涡轮增压机等温效率80%，膨胀机绝热效率90%，膨胀机极限制冷效率65%，极限液化效率52%！），目前实际液化过程有效能效率在20%-33%之间（设备性能参数不同，工艺方案及工艺参数不同，空气开式热泵一膨胀制冷液化效率会有极大的不同）！气体产品标准有效能效率20%就说不通了！20%的有效能效率20%对应的气氧单耗为0.4-0.45KWh每标准立方米气氧，现在气体产品的实际有效能效率已经接近30%！气氧单耗0.34KWh每标准立方米气氧对应有效能效率在25%。极限有效能效率当然比25%要高得多！关于空分装置中的开式热泵精馏有效能效率可以参阅后面的相关帖子，双塔流程开式热泵精馏有效能效能效率在压缩等温效率80%的条件下极限效率可以达到50%，实际工程条件下也可以达到40%！
: ?; `8 N7 X% m8 ]' |    现在我们已经知道，在采取空气，氮气双热泵工艺方案，压缩机等温效率70%下，新单塔流程极限开式热泵精馏效率约65%！双塔流程极限开式热泵精馏效率52%！和林德科技中的20%差距太大了！有关的内容可以参阅后面的帖子一一开式热泵精馏的有效能效率。
  即使文章不存在以上问题，50%的液化效率也不能作为空分装置的能耗核算气氧液化单耗扣除值！这是不同的两个空分装置能耗水平比较框架！
# [# F$ f- ]  R/ I3 ~; Z# S      毫无疑问所谓林德科技报告并不是专家认为气氧液化单耗扣除值0.5Kwh每标准立方米液氧的真正出处！反之所谓林德科技报告深冷气体实际液化效率50%反而是现在空分装置能耗核算结果的反映！那么现在讨论一下为什么现在文献中气氧液化单耗均在0.5Kwh每标准立方米液氧左右？这才是真正的问题所在！关于空分装置的能耗核算规则唯一比较靠谱的说法是液氧能耗是气氧能耗的2-3倍！换成气氧液化单耗就是气氧液化单耗是气氧单耗指标的1-2倍！目前气氧单耗先进指标在0.3-0.35Kwh每标准立方米气氧！按此核算的规则则气氧液化单耗在0.3-0.7Kwh每标准立方米液氧！中位值正是0.5Kwh每标准立方米液氧！问题在于气氧液化单耗是气氧单耗的1-2倍依据何在？如何解释气氧实际液化功和这个习惯规则之间的巨大差距！这个可以用空分装置和液化过程联合红利得到部分的解释，但并不能解决这个差距，联合红利是可以计算出的，具体情况可以参阅前帖有关内容。空分装置能耗核算的习惯规则核算出的气氧液化单耗，影响了空分行业对深冷气体实际液化功及效率的认识，竟然使他们相信深冷气体实际液化效率在50%！其实深冷气体实际液化效率一般在20%-30%之间！当然还有另外一个问题就是高温膨胀机和低温膨胀机的制冷(液化)效率在相同设备性能参数及工程条件下是否存在重大的差距？这个问题是存在的，不区别单膨胀制冷方案和双膨胀制冷方案（其实是高背压膨胀方案和低背压膨胀制冷方案），而抽象地讨论深冷空分装置的气氧液化单耗扣除值是极不合理的，只能制造混乱。
    根据世界最大单套空分装置空分运行主管告诉我，该装置采用高温膨胀制冷带液体膨胀机方案，法液空提供的气氧液化单耗0.58KWh每标准立方米液氧，气氧液化效率在43%。
; r% J0 l4 u! b, Z- P; ?" f  其实法液空提供的液体产品核算扣除值也是非常混乱，液氧0.58KWh每标准立方米液氧，液氩0.84kWh每标准立方米液氩，液氮0.64KWh每标准立方米液氮。计算实际液化效率，气氧实际液化效率43%，气氮实际液化效率40%以下，气氩实际液化效率则在30%以下！
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Sunqh

“至于有的专家指出厦大论证报告中的双塔流程模拟计算中上下塔理论塔板数设定太少了，这当然是由于我们太外行了！但又提醒我们新单塔流程的理论塔板数同样太少了，通过增加理论塔板数可以进一步降低能耗！”
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5 Q; K* l8 r8 N6 p7 r双塔流程的上塔由33块增加到45块可以减少回流液体量，但尤氏单塔由45块增加到75块基本上不能减少回流体量，这里说的都是氧氮二元计算。

) z' a0 I' c# Z* @" R8 T/ K2 A请看厦大报告中，双塔流程的氧纯度100%，这说明回流液多余了，可以适当减少回流液量，也就是增加膨胀空气量。

Sunqh

再看上塔浓度分布，中间段没有恒浓区，说明回流液偏多，可以适当减少回流液量，当然塔板数要相应增加，比如从33增加至45。

Sunqh

尤氏单塔浓度分布，中间段有很长的恒浓区，说明气液之间已经很接近平衡，这种情况下增加塔板数是没用的，并不能减少回流液体量，反而阻力增大，能耗增大。

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Sunqh

双塔流程膨胀空气量30%时，总回流液氮量仍有35000*1.07=37450，仍比尤氏单塔的32800多。只是双塔流程的下塔要用掉一部分液氮回流，上塔回流液氮比尤氏单塔少。

双塔流程的上塔精馏段上升气量比尤氏单塔少很多，所需回流液氮量当然也能少很多，而且上塔还有液空回流，上塔最小液气比还比尤氏单塔更小。

氦耐压可先

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Sunqh

* H- O: K& i1 d1 j5 |5 c8 g推送一篇液体空分的资料供尤总参考
# A2 d. ], U( e1 I7 e( g. [
液氧产量3000Nm3/h，液氮1300Nm3/h，液氩100Nm3/h，循环空压机功耗2782kW

最小液化功3000*0.253+1300*0.275+100*0.239=1140.4kW，所以液化效率是1140.4/2782=41%

必须指出，文章中的循环空气增压机和膨胀机都是国产，增压机效率70%，膨胀机效率82%，与进口增压机效率75%、膨胀机效率87%尚有一定差距。

如果近似认为液化效率与增压机及膨胀机的效率成正比，那么在采用进口机器的情况下，液化效率可以达到41%/70%*75%/82%*87%=46.6%
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还应该指出，这是国产3000小装置，冷损相对较大，装置大一点话，液化效率达到50%是完全可能的。

" J8 h0 k' _5 x在大型空分中增加液氧产量，照尤总说法还有红利，达到50%的液化效率就更容易。

Sunqh

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& i8 R+ n6 z& D, V# O) D只有毅力却缺乏明智，这往往是不幸的根源。不是我将你几条路都堵死了，我没这个能耐，更无这种愿望，虽然忠言逆耳，确实是在帮尤总。

Sunqh

原料空压机功率1630kW，循环空气增压机功率2782kW，合计1630+2782=4412kW，液氧产量3000Nm3/h，液氮1300，液氩100，合计3000+1300+100=4400Nm3/h，氮气液化功虽然高于氧气，也按氧气液化功算了。
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如果按厦大论证报告中的氧气液化功1.3kWh/Nm3计算，那么这套国产小空分的氧气单耗是：
(4412-4400*1.3)/3000=-0.436kWh/Nm3
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* J2 B5 ~  K5 F; b; d比论证报告中尤氏单塔所有8种工况中的任何一种都要低很多，而且这套空分所用压缩机和膨胀机效率都要比尤氏单塔所用机器效率低很多。
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如果按尤总后来改的液化功1.0计算，那么氧气单耗是：
( P; h8 Z) p; G7 c. x  N1 {(4412-4400*1.0)/3000=0.004kWh/Nm3
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尤氏单塔的氧气单耗是这套空分的80倍

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   首先要明确，我们的核心分岐是什么？是先生认为深冷气体实际液化效率50%，而我认为深冷气体的实际液化效率为20%-30%！50%的液化效率是极限效率！先生举的小型(不能算小型已经是中型了)，先生计算出的实际液化效率是41%！能证明先生的观点吗？请先生思考一下！其次先生认为如果按厦大论证报告中的气氧实际液化功1.3Kwh每标准立方米液氧，计算出的的气氧单耗指标是0.436Kwh每标准立方米气氧，比厦大论证论证报告的八个方案都要低，这从何说起啊？还是不要信口开河吧！
  这个全液体空分气氧液化单耗是0.7Kwh每标准立方米液氧，气氧单耗指标是0.436Kwh每标准立方米气氧！不客气地说这个全液体空分的实际气氧单耗指标应该是0.37Kwh每标准立方米气氧，而液氧单耗扣除值则是0.75Kwh每标准立方米液氧才是合理。
1 r; `9 o% `/ j) T% K   先生直接用厦大论证报告中的气氧液化单耗扣除值计算出的本装置气氧单耗指标，气氧液化单耗扣除值按1.3Kwh每标准立方米液氧时，计算出的气氧单耗指标是负数！但是这种计算办法是毫无意义！厦大论证报告中的设备性能参数和工程条件是按(制氧技术)中的描述设定的，气氧实际液化功也是该设定计算出的，不能引用到本全液体空分的核算中。如果先生认为我对本全液体空分能耗核算有错误，先生可以计算一下此空分装置液氧产量1500立方米时的空气循环压缩机功耗，求出气氧际液化单耗和0.75Kwh每标准立方米液氧比较一下，我们再讨论！