外行学空分(199)一一古典单塔制氧流程的新观点（四）

Yb2021

6 [" M/ G- q9 j6 Q
     前帖介绍了为了解决古典单塔制氧流程氧提取率低及不能同时制取氮气的问题，增加一个以氮气为循环工质的开式热泵的两个基本工艺方案，其中第一个工艺方案是制冷量大液体产品数量较高的工艺方案，而第二个工艺方案是制冷量小液体产品数量较低的工艺方案。这两个基本工艺方案本质上都是一样的，都是采用返流氮气复热常温压缩再在主换热器中换热，这两个基本工艺方案都存在明显的缺点，一是需要增加一台氮气压缩机及主换热器换热面积。二是增加了热端换热温差损失。
  v2 \: t' D) _$ E# @( t    为了解决古典单塔制氧流程存在的问题，还有一个解决方案是目前绝对主流的双塔流程方案！我们已经知道所有的深冷空分流程都是开式热泵精馏流程！双塔流程当然也不能例外！古典单塔制氧流程是以空气为循环工质的单热泵精馏流程，新单塔流程是以氮气为循环工质的单热泵精馏流程。那么双塔流程是一个什么样的开式热泵精馏流程？从单热泵及多热泵技术的角度来说，双塔流程的上塔是双热泵精馏工艺方案，一个是以氮气为循环工质的热泵，一个是以富氧空气为循环工质的热泵！但是双塔流程中只有一台空压机，如何在上塔形成双热泵工艺方案？这是理解双塔流程的关键！秘密就在这个二元物系精馏过程中仅见的下塔，下塔不是一个普通的精馏塔也不是双效精馏中的高压塔（在双效精馏中的高压塔是一个完整的精馏塔，而双塔流程的下塔是一个氮气冷凝塔），而是一个冷凝塔(粗氩冷凝塔也不是一个普通的精馏塔而是一个冷凝塔，而精氩塔则是一个普通的精馏塔)，也可以说是一个放大版的主冷凝器！下塔是一个一拖二的开式热泵转换器！通过下塔使原来的以空气为循环工质的开式热泵转换为一个以氮气为循环工质的开式热泵和一个以富氧空气为循环工质的开式热泵！这当然是一个非常高明的解决方案！比简单地增加一个以氮气为循环工质的开式热泵高明多了！但也带来一个无法解决的问题，那就是一拖二开式热泵的热泵效率一般要比一对一开式热泵的热泵效率低20%-25%！对于开式热泵精馏流程来说，总效率是热泵效率和精馏效率的乘积，如果精馏效率相同，则采用一拖二开式热泵的精馏过程要比采用一对一开式热泵的精馏过程的效率低20%-25%！
   在比较古典单塔制氧流程和双塔流程的能耗时，我们只比较用于精馏的制氧能耗，但在空分装置的能耗核算中，制氧单耗既包括精馏能耗也包括制冷液化能耗，这样制氧单耗既决定于精馏能耗也决定于制冷液化能耗，无论是古典单塔制氧流程，双塔流程还是新单塔流程的标准工艺方案中的正流空气压力（即空压机出口压力），实际上都是从精馏角度出发的最低压力，在这样的正流空气压力（空压机出口压力）下，开式热泵一膨胀制冷液化的效率是非常低的！关于这个问题后面会进行详细讨论。
  
   

Sunqh

空气近似氧氮二元组分，氧0.21，氮0.79，上塔100%纯氧，下塔顶100%纯氮，上塔底压力1.35atm，主冷平均温差1.6K，下塔阻力取0.1atm(筛板与规整填料平均)，空压机出口至主换热器冷端(下塔底)差压0.3atm
" }8 Z& T9 d" Z7 M: I& t
在双塔流程中，下塔富氧液空中氧含量是0.38，那么提供给上塔的回流富氧液空量是0.21/0.38=0.553，而提供给上塔的回流纯液氮量是1-0.553=0.447

- t( R  f  m) U8 y! T' e双塔流程中，由上塔底压力1.35atm和主冷温差1.6K，计算出下塔顶氮气冷凝压力5.24atm，则空压机出口压力5.24+0.1+0.3=5.64atm，压缩功是ln(5.64)=1.730，RT0和效率等都省略了，以下用同样方法计算。

( b! G& J3 U( T! a+ `; C尤总的富氧液空和纯氮气双热泵方案，氧含量0.38的富氧空气量0.553，由上塔底压力1.35atm和主冷平均温差1.6K，计算出富氧空气冷凝压力是3.55atm，则富氧空气压缩机出口压力是3.55+0.3=3.85atm，富氧空气压缩机功率是0.553*ln(3.85)=0.745
. U) E% a- M, y
/ @9 B# u+ I) y0 Z/ m. A2 V+ g2 l- f尤总方案中需要压缩的纯氮气量是1-0.553=0.447，纯氮气冷凝压力与双塔流程相同，则尤总的氮压机出口压力是5.24+0.3=5.54atm，氮压机功率0.447*ln(5.54)=0.765
+ E! n  ?/ K4 k7 s! `
以上尤总双热泵方案中，提供给尤氏单塔的回流富氧液空量和回流液氮量都与双塔流程相同，可以认为精馏效果也相同，比如都是得到0.21的纯氧和0.79的纯氮。

尤总双热泵方案中压缩功占双塔流程压缩功的比例是:
(0.745+0.765)/1.730=0.873
8 K7 T. d- ?# I+ u
再看分离功，双塔流程是0.21*ln(1/0.21)+0.79*ln(1/0.79)=0.514
6 g. H' c4 g1 Z2 O- N. _2 s9 Q' e尤总双热泵方案是:
0.553*(0.38*ln(1/0.38)+0.62*ln(1/0.62))+0.447*(1*ln(1/1))=0.367
尤总双热泵方案的分离功是双塔流程的0.367/0.514=0.714
4 J4 N7 @, D# Y! q% d6 E
0 e; q/ R1 h, x也就是尤总用87.3%的功耗，只完成了71.4%的分离功，效率是提高还是降低再明显不过了。
, G' F; [/ U7 [0 f$ D" K) v
: w" v) @4 ?# E/ n" g尤总双热泵方案的效率比双塔流程降低了(0.873-0.714)/0.873=18%

# f: n* F" n3 U5 b/ K" ^5 i尤总只看到下塔“消耗”了精馏冷量，却没看到下塔产生了分离功，所谓“只知其一，不知其二”，说的就是外行。下塔是空分几个塔中效率最高的，尤总反而要取消它，倒行逆施也！

Sunqh

接以上，如果压缩机效率是70%，那么双塔流程得到分离功的效率是：
; q: [% k0 Z; a# Q0.514/(1.730/70%)=20.8%

尤总双热泵方案得到分离功的效率是：
0.367/((0.745+0.765)/70%)=17.0%
* @6 t1 k) `2 o尤总双热泵方案的效率更低

1 s" z: A; {8 A- q4 d/ m在尤氏单塔能否成立的问题上，空分内行方面的法液空、杭氧、川空和开空的观点都一致，结论都是尤氏单塔不成立！
, z+ ?$ e- L; H9 Z. p3 E2 \
空分外行方面有尤总、厦门大学和东京大学的个别教授等，这些外行可能确实不知道尤氏单塔是否成立，但也不排除有人装聋作哑。

Sunqh

双塔流程的上塔是以氮气为循环工质的开式热泵和以富氧空气为循环工质的开式热泵的双热泵工艺方案，如果取消下塔而代之以氮气为循环工质的热泵和以富氧空气为循环工质的热泵，那么其精馏过程的精馏效率则和上塔一样(当然这样情况下原料空气全部从精馏塔中部进入精馏塔，而氮气和富氧空气则需要复热常温压缩)，而在相同压缩机效率下，氮气和富氧空气压缩功之和比进入下塔的空气压缩功低20%-25%！
——来自尤总帖子
2 i% u3 v/ o0 q' G! {
尤总的“氮气和富氧空气压缩功之和比进入下塔的空气压缩功低20%-25%！”从何而来？我以上计算出明明是降低13%左右，尤总的“低20%-25%”是随便瞎说的吧？压缩功耗降低13%，但是分离功减少29%，得不偿失。
/ F* p' e9 K" \7 E

Sunqh

! t/ c: B+ L3 s$ h9 D
尤总完全没有空分方面的基本训练，还想搞空分流程开发，勉为其难了！

Yb2021

  先生洋洋洒洒又是计算又是议论风生，先生的计算很正确，先生是顶尖权威深冷空分专家，这一点我毫不怀疑！但先生似乎忘记了一个问题，空分装置是一个精馏流分离和制冷(液化)的组合体，先生以双塔流的空压机压缩功耗和可逆(最小)气体分离功相除得到双塔流程的有效能效率20.8%是正确的，因为双塔流程的基本工艺方案中液体产品数量接近于零！但先生在计算新单塔流程的双热泵工艺方案时，以空压机功耗和氮压机功耗之和和可逆(最小)气体分离功相除而得出新单塔流程的双热泵工艺方案有效能效率为17.8%却是不正确的，新单塔流程的双热泵工艺方案中液体产品数量(液氧)却不是接近于零，而是达到氧气产量10%-15%！如果先生计算新单塔流程的双热泵工艺方案的有效能效率，那么就应该以可逆(最小)气体分离功和可逆(最小)气氧液化功之和和空压机氮压机功耗之和相除，那么计算出的新单塔流程的双热泵工艺方案的有效能效率就不是17.8%而是大于20.8%！当然先生也可以先扣除液氧产品的功耗，至于气氧单耗是按照0.5kwh每标准立方米液氧，还是按照其它数值扣除可以讨论，当然先生也可以对新单塔流程的双热泵工艺方案液氧产量是否可以达到气氧产量的10%-15%提出质疑，先生不是如此而是选择完全无视，是否心态是否有些失衡？先生对帖子里提到新单塔流程的双热泵工艺方案的低液体产品方案(氮气压缩机出口压力为1.95bar，冷凝器设置在液空入口处的方案)也选择了无视，心态是否不够平和！

Sunqh

分离功与液化功不能直接相加减，因为各自效率不同且相差很大，必须以某个系数修正后才能相加减。正如要计算金和银的价值，按重直接相加并无多大意义，金比银贵很多。
6 |% c2 _3 ?) z9 Y5 f4 e% U! A; n
0 f+ V3 ^6 e* _% Q/ ^8 C& B以上计算中只有分离功耗，都没有计入制冷或液化功耗，如果要生产更多液体，那么液化功耗就要相应增加，不存在尤氏单塔在同样的液化功耗情况下能生产更多液体产品的情况。你可以这样比较，两种情况都是在理想完全绝热条件下，不需要制冷；或者用补冷的方式维持冷量平衡，都不生产液体，补冷量相同，那就不需要另外的制冷或液化功耗了，只要比较分离功耗即可。
8 p5 K. F$ g( f9 l3 b* Z" w3 {
如双塔流程进下塔空气量1000Nm3/h，下塔产生447Nm3/h液氮和553Nm3/h富氧液空，提供给上塔的回流液与尤氏单塔压缩447Nm3/h氮气和553Nm3/h富氧空气相同，都是分离功耗的比较。双塔流程是分离1000Nm3/h空气，尤氏单塔只分离了553Nm3/h的富氧空气，后者分离功更少。

1 C+ {5 W! c" B+ z* X( z! T当然，在这种情况下，无论是双塔流程的上塔还是尤氏单塔，回流液都有富余，上塔或尤氏单塔都可以进入部分空气，这部分直接进上塔的空气量最大可以达到进下塔空气量的40%左右（空气以二元计算的话），近似认为这部分空气不需要压缩，两种情况下都一样。这样的话，上塔和尤氏单塔的可逆分离功都可以再加上空气分离功的0.4倍，两种情况下的差异会小一些，但仍然无法改变尤氏单塔效率更低的结论。

接以上计算，上塔和尤氏单塔最大可逆分离功是0.367+0.514*0.4=0.573，双塔流程中下塔产生的可逆分离功是0.514-0.367=0.147

; T& B* i# Q' Z% F) k/ p5 @! t- n双塔流程分离功效率是(0.573+0.147)/(1.73/70%)=29.1%
0 d0 t( l* w! h0 \尤氏单塔效率0.573/((0.745+0.765)/70%)=26.6%
3 U3 d# o5 N0 M& \理想完全绝热，且进上塔空气没计功耗，所以计算结果都偏大。计入进上塔空气功耗的话，两种情况下差异更大一些。

Sunqh

( g8 `3 h3 Z9 D0 B3 W* R4 W: E* o可以再计入进上塔空气功耗

进上塔压力1.3atm，空压机出口1.3+0.3=1.6，流量0.3，则压缩功耗是0.3*ln(1.6)=0.141

, |- p3 ^: N# V; p$ k3 d双塔流程效率(0.573+0.147)/((1.730+0.141)/70%)=26.9%
$ ^9 t, b! q! H) @8 w, b3 V
尤氏单塔效率0.573/((0.745+0.765+0.141)/70%)=24.3%

# @' g" p+ n. P2 o' O还是理想绝热，都偏大，但基本上都是尤氏单塔效率相当于双塔流程的0.9倍，尤氏单塔分离功耗比双塔流程增大10%左右，这个结果与厦大论证报告中气体工况下尤氏单塔能耗高10%接近，我记得尤总也说过“气体工况下尤氏单塔能耗高10%”的话。
9 X3 n$ E, g; c3 i$ @
  _- P, K+ Y( @4 I3 F尤氏单塔氮气在上塔底冷凝时，尤氏单塔与上塔才能完全相同，这样才好比较，否则工况不同，那就只能是一笔糊涂帐

elzrkkwy

elzrkkwy