機械蒸汽再壓縮蒸發(fā)系統(tǒng)的性能分析

顧承真，閔兆升，洪厚勝，2

（1南京工業(yè)大學生物與制藥工程學院，江蘇 南京 211816；2南京匯科生物工程設備有限公司，江蘇 南京 210009）

機械蒸汽再壓縮蒸發(fā)系統(tǒng)的性能分析

顧承真1，閔兆升1，洪厚勝1，2

（1南京工業(yè)大學生物與制藥工程學院，江蘇 南京 211816；2南京匯科生物工程設備有限公司，江蘇 南京 210009）

機械蒸汽再壓縮（MVR）蒸發(fā)系統(tǒng)是一種新型高效節(jié)能蒸發(fā)技術。它有多個單元設備組成，每個操作節(jié)點的控制都對系統(tǒng)運行的穩(wěn)定性和節(jié)能效率至關重要，其中包括進料溫度、蒸發(fā)壓強、蒸汽壓縮比、冷凝液溫度等。若操作條件不當，不僅會大大降低蒸發(fā)效率而且會對設備和管路造成損害。本文建立了一套充分利用能源的MVR蒸發(fā)工藝流程，并通過理論分析對每個操作節(jié)點進行了質量和能量衡算，同時利用Aspen Plus模擬軟件建立了系統(tǒng)的流程模擬圖。通過對操作單元的變量控制，研究了循環(huán)蒸汽量、補充水的量與進料溫度、冷凝液溫度、蒸汽壓縮比以及蒸發(fā)壓強等之間的變化關系。由數據分析可得：原料在飽和液體時進料最佳，冷凝液的溫度應保持與蒸發(fā)溫度的有效溫差在5～8 ℃時較好，壓縮機的蒸汽壓縮比控制在1.8～2.2較為合理。同時可利用冷凝液和濃縮液的余熱對原料預熱，補充水也可從冷凝液中直接取用。

機械蒸汽再壓縮；Aspen Plus模擬；性能分析

機械蒸汽再壓縮（MVR）蒸發(fā)技術是繼多效蒸發(fā)技術、蒸汽噴射壓縮技術之后的第三代節(jié)能蒸發(fā)技術[1-2]。目前MVR蒸發(fā)系統(tǒng)已經成功地應用于海水淡化[3-5]、中草藥濃縮[6]、化工污水處理[7-8]、食品工業(yè)中產品的濃縮結晶[9]等相關領域并取得了顯著的節(jié)能效果。當今世界能源極其匱乏，大力倡導開發(fā)高效、節(jié)能減排的化工單元設備是未來工業(yè)化發(fā)展的趨勢。

MVR蒸發(fā)系統(tǒng)主要由蒸發(fā)室、氣液分離器、蒸汽壓縮機、換熱器、真空泵及附屬設備組成，其中主體設備就是壓縮機和蒸發(fā)室。壓縮機選用離心壓縮機，蒸發(fā)室選用單效降膜蒸發(fā)器，是目前工業(yè)應用生產的主體趨勢。它們具有如下優(yōu)勢[10-12]：①單效降膜蒸發(fā)工藝物料停留時間短，濃縮程度高，連續(xù)化作業(yè)時較穩(wěn)定；②降膜蒸發(fā)器常處于一定的真空條件，適合熱敏性物料的蒸發(fā)，低溫蒸發(fā)更溫和，耗能低；③離心式壓縮機與羅茨壓縮機相比，有流量大、噪聲小、運行成本低、沒有串油及漏氣的顧慮等優(yōu)點?，F有MVR系統(tǒng)中使用的氣液分離器多為離心式的，它主要是依靠氣液密度的不同在離心力的作用實現氣液分離[13]。換熱器主要是為了對原料進行預熱和對冷凝液等余熱的充分利用，工業(yè)上常使用板式換熱器[14]。真空泵的選擇和設計也是MVR蒸發(fā)體系一個重要的環(huán)節(jié)，不僅要排除蒸發(fā)體系中的不凝氣體，還要維持系統(tǒng)有一定的真空度，對于蒸發(fā)量較大的工況還可以多臺真空泵聯合使用。目前工業(yè)上普遍采用水環(huán)真空泵抽真空[15]。MVR蒸發(fā)技術的基本原理就是將蒸發(fā)室內的二次蒸汽通過壓縮機的壓縮，產生高溫高壓的壓縮蒸汽，之后重新作為蒸發(fā)室的加熱熱源。因此，二次蒸汽得到有效的利用，蒸發(fā)效率大大提高。MVR蒸發(fā)技術與傳統(tǒng)的多效蒸發(fā)器相比，節(jié)能效率達到30%～70%[16-17]。

MVR蒸發(fā)技術目前在國內仍處于研究和工業(yè)試運行階段，仍有很多技術問題有待解決。

（1）以羅茨壓縮機驅動的MVR蒸發(fā)系統(tǒng)因其壓縮的蒸汽流量小不適合工業(yè)化大生產應用，離心壓縮機將會逐漸取代羅茨壓縮機在MVR蒸發(fā)體系中的應用[18]。但離心式壓縮機在驅動MVR運行時，葉輪是處于高速旋轉的，對壓縮機的機械密封和機械強度等都提出了更高的要求。目前國內的企業(yè)在使用離心機驅動MVR時，離心壓縮機主要是從國外進口，國產的離心壓縮機在性能指標和穩(wěn)定性上需要繼續(xù)研究和開發(fā)[19-21]。

（2）高效的氣液分離器也是MVR蒸發(fā)技術中一個關鍵的單元設備。普通的氣液分離器在分離的二次蒸汽中會夾帶一定的溶質和液體水滴，但在MVR蒸發(fā)技術中得到的二次蒸汽需要通過離心壓縮機的壓縮，蒸汽中即使攜帶少量的液體，也會降低蒸汽的壓縮效率，而且會對壓縮機的葉輪造成沖擊以致損壞[22]。因此，開發(fā)新型高效的氣液分離設備也是值得研究的課題之一。

（3）二次蒸汽通過壓縮機的壓縮，往往具有一定的過熱度，但過熱的蒸汽不能直接用在蒸發(fā)器中換熱，因為過熱的蒸汽不僅會降低傳熱效率，而且會對管道和設備造成極大的損壞[23]。因此，如何將壓縮后的過熱蒸汽先變成飽和蒸汽，也是MVR蒸發(fā)技術中不可或缺的操作之一。

由于MVR蒸發(fā)技術中有許多控制節(jié)點，包括料液的溫度、蒸發(fā)壓強、蒸汽的壓縮比以及冷凝水溫度等，都對MVR蒸發(fā)系統(tǒng)的穩(wěn)定性和節(jié)能優(yōu)化有重要的關聯。本文主要是通過軟件模擬和理論分析對每個節(jié)點進行控制變量，分析得出最佳的節(jié)點操作控制。而且很多文獻[16-18，24]在對MVR系統(tǒng)進行能量衡算和工業(yè)試驗的描述中都沒有考慮消除過熱蒸汽時需要補充水的量，文中則從理論和流程模擬結果上闡述補充水的量與蒸汽壓縮比、蒸發(fā)壓強之間的關系。

本文主要是從理論上進行計算和分析，在模型設計時以水作為工質，忽略蒸發(fā)壓強對溶液沸點的影響。有機分子的稀溶液在蒸發(fā)濃縮過程中，溶液的沸點受到蒸發(fā)壓強的影響較小，因此，本文構造的模型可供牛奶乳品工業(yè)、中草藥濃縮等領域作為參考。但對于離子型化合物的濃溶液在蒸發(fā)過程中，蒸發(fā)壓強對溶液的沸點影響較大，不可以簡單地以水來代替，需要重新構建離子溶液模型，本文暫不說明。

1 MVR蒸發(fā)系統(tǒng)分析

1.1 工藝流程

圖1所示的是MVR蒸發(fā)體系的工藝流程。開機運行時，料液由給料泵依次通過換熱器1和換熱器2到達蒸發(fā)室內，此時的熱源是從外部輸入的新鮮蒸汽，通過新鮮蒸汽入口到達蒸發(fā)室的殼程中冷凝放熱；蒸發(fā)室管程內的料液吸收來自蒸汽的冷凝潛熱后，料液沸騰產生氣液混合物，氣液混合物隨著管子向下流動的過程中氣液逐漸分離，到達蒸發(fā)室底部時，氣體被引入到氣液分離器中，二次蒸汽從氣液分離器的上端通過管道輸送到離心壓縮機的入口處，在離心壓縮機的強作用下，蒸汽變成高溫高壓的高品位蒸汽，同時從凝水泵中抽取一定的補充水消除此時蒸汽的過熱度。被飽和的蒸汽此時作為熱源進入蒸發(fā)室的殼程進行冷凝放熱，得到的冷凝液通過換熱器1對料液進行初步預熱，最后通過凝水泵打入凝水罐。與此同時，從蒸發(fā)室出來的濃縮液仍具有一定的液體熱，通過換熱器2再次對料液預熱，若濃縮液未達到濃縮要求，可以通過循環(huán)泵再次進入蒸發(fā)室內進行二次濃縮。當MVR系統(tǒng)在運行穩(wěn)定時，就可以關閉新鮮蒸汽的入口，之后系統(tǒng)便可自行完成蒸發(fā)濃縮過程。

圖1 MVR工藝流程

1.2 分析模型建立

Aspen Plus軟件具有較完備的單元操作模型，物性參數較為完善，能很好地校核系統(tǒng)操作過程中物料的質量平衡和能量平衡[25]。本文主要研究不同的工況條件下，進料溫度、蒸發(fā)室內壓強、蒸汽壓縮比等對補充水分、循環(huán)蒸汽產生量以及能效比的影響。模擬計算時，由于水的物性參數全面方便計算而且工業(yè)上蒸發(fā)濃縮時多數是水溶液，具有一定的代表性，因此在模擬計算時物料均以水代替。分析模型（圖2）作如下幾點假設：①不考慮系統(tǒng)的散熱和蒸汽泄漏等因素的影響；②由于采用的是水體系模型，所以不用考慮溶液濃度變化對溶液沸點的影響；③Aspen Plus軟件不適合動態(tài)分析，故忽略作業(yè)開始時通入的蒸汽，以蒸發(fā)室產生的二次蒸汽作為初始條件，同時限制VAP1和VAP3的質量流量、壓強和溫度，以實現物理意義上的循環(huán)；④對于蒸發(fā)室內換熱，采用兩個換熱器（HEATER和COOLER）和熱流（heater steamer）的連接來完成，同時選擇閃蒸（Flash）模塊實現氣液分離[26]。

圖2 MVR流程模擬圖

2 理論分析與計算

假設進料量為q0，溫度為Ts，壓強為Ps，由焓熵表軟件可查得此條件下的焓值h1。若產生的二次蒸汽量為qs，則其壓強為Ps，溫度為Ts，查表可得其焓值為hs。

將氣體在離心壓縮機內的升溫加壓過程看成多變壓縮過程[27]，假設多變效率為ηpol，由式（1）可得多變指數m。其中k為絕熵指數，在進氣參數已知時，可查表求得。

壓縮后的蒸汽壓強為Pd，由公式（3）可以得到過熱蒸汽的溫度為。查表可知此條件下的蒸汽焓值為hd為消除蒸汽過熱，設需補充定量水的質量流量為qw，溫度為Tw，壓強為Pw，故其焓知值hw，查表可得在壓強Pd下的飽和蒸汽焓值has。

由能量守恒式（4）可求得補充水的質量流量qw。

由于補充水的加入，將產生一定的副產飽和蒸汽，增大了系統(tǒng)的換熱能力。根據質量守恒，把最終能夠全部用來冷凝換熱的蒸汽量稱為循環(huán)蒸汽量qt，見式（5）。

設冷凝水的溫度為Tc，由于其壓強也為Pd，可得到冷凝液的焓值為hc，故蒸汽冷凝過程放出的熱量Q為式（6）。

料液吸收熱量Q后沸騰蒸發(fā)，則可查到在此壓強（Ps）下的飽和液體的焓值為hq，設產生的二次蒸汽量為，由能量平衡式（7）可求得二次蒸汽的流量。

能效比cop見式（8）。

3 模擬結果與討論

蒸發(fā)室內的壓力分別選擇Ps為30 kPa、50 kPa、70 kPa，蒸汽壓縮比ε為=1.2、1.4、1.6、1.8、2.0、2.2、2.4、2.6，取物料進量為5000 kg/h，最初產生的二次蒸汽量為1000 kg/h。分別研究循環(huán)蒸汽產生的量、補充水的量與進料溫度、冷凝溫度、蒸汽壓縮比以及蒸發(fā)壓強等之間的變化規(guī)律。

如圖3所示，當進氣壓強不變時，隨著進料溫度的升高，產生的二次蒸汽量近似呈線性增大。而當進料溫度（未飽和）不變時，隨著進料壓強的增大，產生的二次蒸汽的量依次減少。當蒸汽提供熱量一定時，進料的溫度越高，所攜帶的熱量就越多，物料至沸騰前所需的熱量就越少。因此用于物料汽化的熱量就越多，產生的二次蒸汽量也就越多。由圖3可知，當進料溫度過低時，產生的二次蒸汽量遠遠少于循環(huán)所需的蒸汽量，會導致系統(tǒng)工作很不穩(wěn)定。當進料溫度不變時，壓強越低，料液的沸點越低，物料至沸騰前的熱量越少，且壓強的變化對汽化潛熱影響較小，以至于用于物料汽化的熱量就越多。因此，蒸汽產生量隨進料壓強的減少而增大。

所以，當進料溫度過低時，產生的循環(huán)蒸汽量也大大降低，熱平衡的建立也較為困難，需要補充的額外蒸汽也就越多。因此，在原料蒸發(fā)前需要一套完備預熱系統(tǒng)，保證料液達到蒸發(fā)壓強下的沸點溫度。為了充分利用能源，可以將冷凝液的余熱以及母液的余熱與原料進行換熱。

如圖4所示，當進氣壓強不變時，隨著冷凝液的溫度升高，二次蒸汽的產生量略有降低。當冷凝液的溫度不變時，進氣壓強越大，產生的蒸汽量越多。冷凝液的溫度越低，其具有的熱焓值越小，在冷凝過程中蒸汽放出的熱量就越多。但由于蒸汽在冷凝放熱時，絕大部分的熱量都來自于冷凝潛熱，冷凝液溫度的變化對整個熱交換過程中影響較小，因此二次蒸汽的產生量變化不大。當冷凝液溫度不變時，則蒸汽的換熱量一定，蒸發(fā)壓強越大，物料的汽化潛熱也就越小，產生的二次蒸汽量也就越多。而且蒸發(fā)壓強越大，壓縮后的過熱度就越大，需要補充的水分也就越多，繼而產生的蒸汽量也就越多。

因此，冷凝液的溫度越低，所產生的循環(huán)蒸汽量也就越多。為了保證有效的傳熱溫差，冷凝液的溫度需要高于蒸發(fā)溫度5～8 ℃，而且此時循環(huán)蒸汽的增加量不到5%，當考慮熱損失和蒸汽泄漏時，可認為能夠建立起完整的熱平衡。

圖3 循環(huán)蒸汽量與進料溫度的關系

圖4 循環(huán)蒸汽量與冷凝液溫度的關系

由圖5可知，在進氣壓強不變時，補充水隨著壓縮比的增大而增大。當壓縮比不變時，補充水的量基本上不隨蒸發(fā)壓強的變化而變化。蒸發(fā)室壓強一定時，壓縮比越大，則壓縮蒸汽的過熱度越大，消除過熱所需的補充水也就越多。而在一定的壓縮比下，蒸發(fā)室壓強增大時，壓縮后蒸汽的過熱溫度略有增加，故消除過熱所需的補充水的量也略有增加，但差別不太。

圖5 補充水的量與蒸汽壓縮比的關系

因此，在有限的壓縮比內，補充水的量是少量的，而且補充水的作用主要通過汽化吸熱來消除蒸汽的過熱，補充水的溫度高低對系統(tǒng)影響不大。故可以使用冷凝水作為補充水的水源。

由圖6中可知，進氣壓強不變時，隨著壓縮比的增大，蒸汽換熱量近似線性增大，當壓縮比不變時，吸氣壓強越小，蒸汽換熱量越大。

壓縮比越大，壓縮后的飽和溫度也越大，飽和蒸汽焓也相應增大，同時由于壓縮比較大，使得蒸汽過熱度也較大，為了消除過熱，需要補充的水分也增大，所以總的蒸汽熱量是增大的。壓縮比不變時，進氣壓強越小，壓縮后的飽和溫度越小，則汽化潛熱越大。又由圖5可知，壓縮比不變時，補充水的量基本上不隨進氣壓強的變化而變化，所以總的換熱量是增大的。

由圖7中可知，進氣壓強不變時，循環(huán)蒸汽的量隨著壓縮比的增大而增大，壓縮比不變時，進氣壓力越小時，循環(huán)蒸汽的量越大。

在配有降膜式蒸發(fā)器的MVR中，蒸汽冷凝放出的熱量越多，則相應產生的二次蒸汽也越多。又因為壓縮比越大，換熱量越大，所以產生的二次蒸汽量也就越多。壓縮比不變時，進氣壓強越低，換熱量就越大，所以產生循環(huán)蒸汽的量越多。

由圖8可知，當進氣壓強不變時，能效比先是隨著壓縮比的增大而快速減小，隨后減小的速度變慢并逐漸趨于水平極限值。能效比與蒸發(fā)壓強的關系不大。壓縮比增大時，電動機消耗的功率是呈現線性增加的，而換熱量增大的速度是逐漸減少的，因此能效比的總體變化趨勢是減小的，并最終趨于極限值。

由圖6可知，換熱能力是隨著壓縮比的增大而增大的，但換熱量增加的范圍是很小的，考慮到壓縮的安全性和可操作性，應該將壓縮比盡量降低；圖7中數據表明，當壓縮比過小時，產生的循環(huán)蒸汽量偏小，在實際的運行中會因蒸汽泄漏和熱量散失等原因造成系統(tǒng)的工作很不穩(wěn)定；由圖8可以看出，當壓縮比增大時能效比逐漸降低，當壓縮比大于2時，能效比下降的速度逐漸變緩，但此時能效比仍處于較高的值，綜合考慮，壓縮比選擇為2時較好，但由于工程應用的復雜多變性，可將壓縮比控制的范圍左右各擴大20%，因此，壓縮比控制在1.8～2.2之間較合適。

圖7 循環(huán)蒸汽量與壓縮比之間的關系

圖8 能效比與壓縮比之間的關系

4 結 論

通過Aspen Plus軟件對MVR蒸發(fā)系統(tǒng)的流程模擬分析，可以得出以下結論。

（1）為了保證MVR蒸發(fā)體系運行的穩(wěn)定性，原料應該預熱至飽和液體后再送到蒸發(fā)室內。從節(jié)約能源的角度來說，冷凝水和濃縮液都可通過板式換熱對原料預熱。

（2）蒸發(fā)室殼程中的冷凝水應保持與蒸發(fā)溫度的有效溫差在5～8 ℃。

（3）當以離心壓縮機驅動MVR時，蒸汽壓縮比控制在1.8～2.2比較合理。

（4）蒸發(fā)壓強的大小對能效比和補充水量影響不顯著，但蒸發(fā)壓強小時，原料所需的預熱溫度較小，有利于減少換熱強度。工業(yè)生產時，蒸發(fā)壓強的高低還應該考慮具體產品的熱敏性，當工藝允許時，蒸發(fā)室應該控制較大的真空度。

符 號 說 明

h1—— 原料液單位比焓，kJ/kg

has——飽和蒸汽的單位比焓，kJ/kg

hc——冷凝水的單位比焓，kJ/kg

hd——過熱蒸汽的單位比焓，kJ/kg

hs——二次蒸汽的單位比焓，kJ/kg

hw——補充水的單位比焓，kJ/kg

Pd——排氣壓強，kPa

Ps——蒸發(fā)壓強，kPa

Pw—— 補充水的壓強，kPa

Q—— 蒸發(fā)室內總換熱量，kJ/h

q0—— 原料液的質量流量，kg/h

qs—— 二次蒸汽的質量流量，kg/h

q's—— 料液吸收壓縮蒸汽冷凝熱后再次產生蒸汽的量，kg/h

qt—— 循環(huán)蒸汽的質量流量，kg/h

qw—— 補充水的質量流量，kg/h

Rw—— 水蒸氣氣體常數，J/(kg·℃)

Tc—— 冷凝水的溫度，K

Td—— 壓縮后過熱蒸汽的溫度，K

Ts—— 料液在蒸發(fā)壓強下的飽和溫度，K

Tw—— 補充水的溫度，K

W0—— 離心壓縮機消耗的功率，kJ/h

[1] 顏志紅. 上海遠躍新研發(fā)MVR單效降膜蒸發(fā)器受到一致好評[J].機電信息，2012（35）：58.

[2] Edmundas Zavadskas，Raslanas Saulius，Kaklauskas Artūras. The selection of effective retrofit scenarios for panel houses in urban neighborhoods based on expected energy savings and increase in market value：The Vilnius case[J]. Energy and Buildings，2008，40 （4）：573-587.

[3] 黃成. 機械壓縮式熱泵制鹽工藝簡述[J]. 鹽業(yè)與化工，2010（4）：42-44.

[4] 常志勇. 淺談機械蒸汽再壓縮制鹽技術在鈣型鹵水中的應用[J].化工設計，2012（5）：15-16.

[5] 王海澍，郝大雪. 熱泵蒸發(fā)節(jié)能減排[J]. 鹽業(yè)與化工，2009（6）：31-34.

[6] 李清方，劉中良，韓冰，等. 基于熱力蒸汽壓縮蒸發(fā)的油田污水淡化系統(tǒng)及分析[J]. 化工學報，2012，63（6）：1859-1864.

[7] 劉曉莉，顧兆林，劉宗寬，等. 蒸汽壓縮加熱造紙黑液濃縮新工藝[J]. 節(jié)能技術，2003（5）：27-28.

[8] 方健才. MVR蒸發(fā)工藝在氯化銨廢水處理中的應用及經濟分析[J].廣東化工，2012（8）：102-164.

[9] 孫欽鶴. 多效精餾和熱泵技術用于低濃度廢水處理的研究[D]. 青島：中國海洋大學，2012.

[10] 龐衛(wèi)科，林文野，戴群特，等. 機械蒸汽再壓縮熱泵技術研究進展[J]. 節(jié)能技術，2012（4）：312-315.

[11] Tuan C，Cheng Y，Yeh Y，et al. Performance assessment of a combined vacuum evaporator-Mechanical vapor re-compression technology to recover boiler blow-down wastewater and heat[J]. Sustain. Environ. Res.，2013，23（2）：139.

[12] Kansha，Yasuki，et al. Self-heat recuperation technology for energy saving in chemical processes[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research，2009，48（16）：7682-7686.

[13] 韓東，顧昂，岳晨，等. 可用于MVR蒸發(fā)系統(tǒng)的氣液分離器改進結構分析[J]. 化工學報，2012（2）：508-515.

[14] 高麗麗，張琳，杜明照. MVR蒸發(fā)與多效蒸發(fā)技術的能效對比分析研究[J]. 現代化工，2012（10）：84-86.

[15] 劉殿宇. 降膜式蒸發(fā)器真空泵的計算與選擇[J]. 中國供銷商情，2006（2）：40-41.

[16] 韓東，彭濤，梁林，等. 基于蒸汽機械再壓縮的硫酸銨蒸發(fā)結晶實驗[J]. 化工進展，2009，28（S1）：187-189.

[17] 梁林，韓東. 蒸汽機械再壓縮蒸發(fā)器的實驗[J]. 化工進展，2009，28（S1）：358-360.

[18] 焦冬生. 機械壓汽蒸餾技術的實驗應用與仿真研究[D]. 合肥：中國科學技術大學，2012.

[19] 謝進祥. 離心式壓縮機的性能測試與計算[J]. 風機技術，2006（2）：6-9.

[20] 龐衛(wèi)科，林文舉，潘麒麟，等. 離心風機驅動機械蒸汽再壓縮熱泵系統(tǒng)的性能分析[J]. 機械工程學報，2013，49（12）：142-146.

[21] 席光，周莉，丁海萍，等. 葉片擴壓器進口安裝角對離心壓縮機性能影響的數值與實驗研究[J]. 工程熱物理學報，2006（1）：61-64.

[22] Alexander K，Donohue B，Feese T，et al. Failure analysis of an MVR (mechanical vapor recompressor) impeller[J]. Engineering Failure Analysis，2010，17（6）：1345-1358.

[23] Liang L，Han D，Ma R，et al. Treatment of high-concentration wastewater using double-effect mechanical vapor recompression[J]. Desalination，2013，314：139-146.

[24] 趙博，馬國遠，許樹學. 水蒸汽再壓縮熱泵系統(tǒng)的性能分析[J]. 制冷技術，2012（2）：29-32.

[25] 郝冬青，沙作良，王彥飛，等. 低溫多效海水淡化系統(tǒng)的Aspen Plus模擬[J]. 天津科技大學學報，2011（1）：47-50.

[26] Sassner Per，Mats Galbe，Guido Zacchi. Techno-economic evaluation of bioethanol production from three different lignocellulo sic materials[J]. Biomass and Bioenergy，2008，32（5）：422-430.

[27] 沈維道，蔣智敏，童鈞耕. 工程熱力學[M]. 北京：高等教育出版社，2001.

[28] 繆道平，吳業(yè)正. 制冷壓縮機[M]. 北京：機械工業(yè)出版社，2001.

Performance analysis of mechanical vapor recompression evaporation system

GU Chengzhen1，MIN Zhaosheng1，HONG Housheng1，2
（1College of Life Science and Pharmaceutical Engineering，Nanjing University of Technology，Nanjing 211816，Jiangsu，China；2Nanjing Huike Bioengineering Equipment Corporation，Nanjing 210009，Jiangsu，China）

Mechanical vapor recompression (MVR) evaporation system is a new energy efficient evaporation technology. It has several unit devices，the system stability and energy efficiency depend on each node control，such as feed temperature，evaporation pressure，the ratio of vapor compression and condensation temperature. If the operational conditions are not appropriate，the evaporation efficiency will be reduced，and the equipment and piping will be damaged. This paper established a MVR evaporation process flow that can fully use energy. Quality and energy of each operation node were calculated，and a system of simulation process was establish using the Aspen Plus software. This research investigated the mass flow of cyclic steam and the mass flow of added water under different feed temperatures，condensation temperatures，the ratio of vapor compression and evaporation pressure，by analyzing controlling unit operations. The results showed that raw materials reached the optimal conditions in saturated liquids，temperature of the condensate to the evaporation temperature at 5—8℃ was most effective for the system，and the vapor compression ratio of compressor in the 1.8—2.2 was more reasonable. The heat from condensate and the concentrate can be used to preheat the raw material，and the added water can be drawn directly from the condensate.

mechanical vapor recompression (MVR)；Aspen Plus simulation；performance analysis

TQ 51

A

1000-6613（2014）01-0030-06

10.3969/j.issn.1000-6613.2014.01.006

2013-07-18；修改稿日期：2013-09-12。

顧承真（1986—），男，碩士研究生，主要從事生物過程裝備研究。 E-mail guchengzhenadu@yeah.net。聯系人：洪厚勝，研究員，碩士生導師，主要從事生物過程裝備研究。E-mail hhs@njut.edu.cn。