基于氧氣回收的超臨界水氧化工藝優(yōu)化

陳久林 張鳳鳴 蘇闖建 楊 杰 賈翠杰 何國(guó)梁 李紹嫻 梁保文 李子健

1(廣州中國(guó)科學(xué)院先進(jìn)技術(shù)研究所 廣州 511458)

2(陜西科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院 西安 710021)

3(中國(guó)科學(xué)院深圳先進(jìn)技術(shù)研究院 深圳 518055)

4(廣州市浪奇實(shí)業(yè)股份有限公司 廣州 510660)

5(廣州浪奇日用品有限公司 廣州 511455)

1 引 言

超臨界水氧化(Supercritical Water Oxidation，SCWO)是一種在超過(guò)水的臨界點(diǎn)(Pc＝22.1MPa、Tc＝374.15℃)的條件下，通過(guò)氧化劑將水中有機(jī)物“燃燒”氧化的方法[1]。該技術(shù)利用超臨界水的獨(dú)特物理化學(xué)性質(zhì)(如黏度小、擴(kuò)散系數(shù)高、表面張力小等)，迅速地將難降解的有機(jī)物徹底氧化成 CO2、H2O、N2等無(wú)毒無(wú)害產(chǎn)物[2]。但堵塞和腐蝕問(wèn)題是當(dāng)前阻礙超臨界水氧化技術(shù)應(yīng)用的兩大難題：無(wú)機(jī)鹽在超臨界水中溶解度很低，故無(wú)機(jī)鹽的析出及沉積易造成反應(yīng)器和管道的堵塞；超臨界水氧化反應(yīng)過(guò)程中產(chǎn)生的無(wú)機(jī)酸(如 HCl、H2SO4等)，及高溫、高壓、高氧濃度的反應(yīng)條件易對(duì)反應(yīng)器造成腐蝕[3]。有研究表明，采用水膜反應(yīng)器可以有效地解決反應(yīng)器腐蝕和堵塞問(wèn)題[4]。

徐東海等[5]對(duì)處理量為 2.5t/d 的城市污泥SCWO 示范裝置進(jìn)行經(jīng)濟(jì)性分析，研究表明該示范裝置的運(yùn)行成本約為 550元/t，其中氧氣(O2)的投資費(fèi)用占系統(tǒng)物料能耗成本的 25%。張潔等[6]對(duì)處理量為 100t/d 的高濃度印染廢水 SCWO 系統(tǒng)進(jìn)行經(jīng)濟(jì)分析，系統(tǒng)運(yùn)行成本為 68元/t，其中氧氣投資費(fèi)用占系統(tǒng)物料能耗成本的 37%。沈曉芳等[7]對(duì)利用水膜反應(yīng)器的超臨界水氧化系統(tǒng)進(jìn)行經(jīng)濟(jì)性分析，以處理量 300m3/d、化學(xué)需氧量(Chemical Oxygen Demand，COD)＝40000mg/L的有機(jī)廢液為例，處理成本為 33.05元/m3，其中氧氣的費(fèi)用占運(yùn)行系統(tǒng)總費(fèi)用的 71.8%。雖然以上成果[5-7]由于研究的示范裝置、廢液種類及濃度、過(guò)氧量系數(shù)的不同導(dǎo)致各自計(jì)算出的系統(tǒng)運(yùn)行成本差異較大，但氧氣消耗所需費(fèi)用占系統(tǒng)物料能耗成本比例均較高。在利用 SCWO 技術(shù)處理有機(jī)物時(shí)，為了使有機(jī)物能夠完全降解，所需氧氣一般過(guò)量，而實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中過(guò)氧量系數(shù)一般在 1.5～3[8]，氧氣的過(guò)量加入使 SCWO 系統(tǒng)運(yùn)行成本顯著增加。

目前，關(guān)于超臨界水氧化系統(tǒng)中過(guò)量氧氣回收的報(bào)道較少。王樹(shù)眾等[9]利用冷源將產(chǎn)物中的 O2和 CO2冷凝分離，但該工藝較復(fù)雜。本文采用高壓水吸收法實(shí)現(xiàn)超臨界水氧化產(chǎn)物中 O2和 CO2的分離，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)氧氣的回收利用。該工藝簡(jiǎn)單可靠，分離能耗低。因此，本文首先建立高壓氣液分離模型，研究高壓氣液分離器內(nèi)壓力和溫度等參數(shù)對(duì) O2和 CO2分離效果的影響，并獲取優(yōu)化的分離參數(shù)。在此基礎(chǔ)上，利用 Aspen Plus 建立基于氧氣回收的超臨界水氧化系統(tǒng)模擬流程，對(duì)整體系統(tǒng)的物料能耗成本進(jìn)行分析，為工藝的應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。

2 基于氧氣回收的超臨界水氧化工藝流程構(gòu)想

由于超臨界水氧化反應(yīng)器出口產(chǎn)物為 H2O、CO2和 O2組成的高壓水混合物體系，且 O2和CO2在高壓水中的溶解度差異大，因此，馬春元等[10]提出一種提高超臨界水氧化系統(tǒng)氧氣利用率的方法(圖1)。

圖1 一種提高超臨界水氧化系統(tǒng)氧氣利用率的方法流程圖[10]Fig.1The diagram of increasing the oxygen utilization rate for a supercritical water oxidation system[10]

在提高 O2利用率的超臨界水氧化系統(tǒng)中，過(guò)量 O2與預(yù)熱的有機(jī)廢液從水膜反應(yīng)器上部注入，在水膜反應(yīng)器內(nèi)進(jìn)行氧化反應(yīng)。蒸發(fā)水分為上、下兩支，從水膜反應(yīng)器側(cè)面注入。其中，上支路蒸發(fā)水經(jīng)過(guò)蒸發(fā)水加熱器預(yù)熱，下支路蒸發(fā)水保持常溫，從而在水膜反應(yīng)器內(nèi)形成上部為超臨界溫度反應(yīng)區(qū)，下部為亞臨界溫度溶鹽區(qū)。從水膜反應(yīng)器流出的高壓混合流體經(jīng)過(guò)換熱、降壓后進(jìn)入高壓氣液分離器中。由于 CO2在高壓液態(tài)水中的溶解度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于 O2，通過(guò)高壓氣液分離器的分離，O2富集在氣相中而 CO2溶解在高壓液態(tài)水中，從而實(shí)現(xiàn) O2和 CO2的分離。隨后，分離出的 O2通過(guò)氧氣循環(huán)泵升壓經(jīng)氧氣混合器注入水膜反應(yīng)器被重新利用。此外，由于大部分 CO2溶解在高壓水中，從高壓氣液分離器液相出口流出的混合流體經(jīng)背壓閥調(diào)節(jié)進(jìn)入低壓分離器，在低壓分離器中隨著壓力的降低，CO2從水中析出，并由低壓分離器的上部氣相出口排出進(jìn)行收集。因此，該工藝不僅可以回收 O2，還可實(shí)現(xiàn)對(duì) CO2的分離提純。

3 Aspen Plus 模型的應(yīng)用

3.1 狀態(tài)方程和混合規(guī)則

采用 PSRK 狀態(tài)方程預(yù)測(cè)最終產(chǎn)物的高壓汽液平衡[11]。PSRK 狀態(tài)方程[12]為采用基團(tuán)貢獻(xiàn)法預(yù)測(cè)混合物熱力學(xué)性質(zhì)的 SRK 方程，具體形式如公式(1)所示。

其中，P 為壓強(qiáng)，單位為 kPa；R 為摩爾氣體常數(shù)；T 為溫度，單位為 K；V 為體積，單位為 m3；a(T)為能量參數(shù)；b 為體積參數(shù)。對(duì)于純?nèi)軇?，能量參?shù) a(T)、體積參數(shù) b 的計(jì)算為：

其中，Tc為臨界溫度，單位為 K；Pc為臨界壓力，單位為 kPa；α(T)為溫度函數(shù)。對(duì)于非極性和弱極性物質(zhì)：

其中，ω 為偏心因子；對(duì)比溫度 Tr為：

Redlich-Kwong-Soave 方程用于二元混合物時(shí)，方程中的參數(shù) a、b 采用混合規(guī)則計(jì)算：

其中，

其中，kij為二元混合參數(shù)，一般由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到。當(dāng)混合物各組分性質(zhì)相近時(shí)，可以近似取kij＝0。

3.2 Aspen Plus 模擬流程

本文對(duì)馬春元等[10]提出的一種提高氧氣利用率的超臨界水氧化系統(tǒng)進(jìn)行完善，以實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的物質(zhì)能量?jī)?yōu)化。利用 Aspen Plus 對(duì)優(yōu)化后的系統(tǒng)進(jìn)行流程模擬，具體如圖2所示。其中，圖中紅色虛線為新增氧氣回收工藝路線，以實(shí)現(xiàn)氧氣的回收利用。

圖2 基于氧氣回收的超臨界水氧化系統(tǒng)模擬流程圖Fig.2The Aspen Plus diagram of supercritical water oxidation system based on oxygen recovery

參考本課題組前期對(duì)水膜反應(yīng)器內(nèi)的流程特性研究結(jié)果[13,14]，水膜反應(yīng)器可簡(jiǎn)化并分為三段：混合段、絕熱反應(yīng)段和冷凝段[15]。其中，氧氣、有機(jī)廢液及上支路蒸發(fā)水在混合段進(jìn)行充分接觸；反應(yīng)段進(jìn)行氧氣和有機(jī)廢液的氧化反應(yīng)，反應(yīng)動(dòng)力學(xué)采用以一氧化碳(CO)作為主要中間產(chǎn)物的兩步反應(yīng)[15]；反應(yīng)后的流體進(jìn)入冷凝段，與中間支路和下支路蒸發(fā)水混合降溫，無(wú)機(jī)鹽溶解在亞臨界水中從水膜反應(yīng)器下部排出，防止堵塞。在 Aspen Plus 模擬流程中，混合器 1模擬水膜反應(yīng)器的混合段；反應(yīng)器模擬水膜反應(yīng)器的反應(yīng)段；混合器 2和混合器 3模擬水膜反應(yīng)器的冷凝段。

待處理的有機(jī)廢液經(jīng)有機(jī)廢液泵升壓后，進(jìn)入熱交換器 1中與從反應(yīng)器出來(lái)的最終產(chǎn)物進(jìn)行換熱，換熱后的有機(jī)廢液再經(jīng)過(guò)電加熱器 1加熱到特定溫度。同時(shí)，氧氣經(jīng)過(guò)壓縮機(jī)加壓后與有機(jī)廢液混合注入反應(yīng)器中，進(jìn)行均相氧化反應(yīng)。經(jīng)過(guò)蒸發(fā)水泵增壓后的蒸發(fā)水經(jīng)分離器分為三股：tw1、tw2和 tw3。其中，tw1代表上支路蒸發(fā)水，與換熱器 2換熱后經(jīng)電加熱器 2加熱到一定溫度后進(jìn)入混合器 1中；tw2代表中間支路蒸發(fā)水，經(jīng)換熱器 3升溫后與從反應(yīng)器流出的反應(yīng)產(chǎn)物混合；tw3代表下支路蒸發(fā)水，保持常溫，下支路的蒸發(fā)水與混合器 2流出的高溫流體在混合器 3中混合形成最終產(chǎn)物。在超臨界水氧化反應(yīng)中，氧化反應(yīng)過(guò)程有大量熱量釋放，反應(yīng)熱主要取決于甲醇降解效率，甲醇完全反應(yīng)時(shí)反應(yīng)熱可由公式(10)、(11)進(jìn)行計(jì)算[16]。最終產(chǎn)物由分離器分兩股分別經(jīng)換熱器預(yù)熱有機(jī)廢液和上支路蒸發(fā)水。換熱降溫后的兩股最終產(chǎn)物，首先在混合器 4中混合；然后，經(jīng)換熱器 3預(yù)熱中間支路蒸發(fā)水，降溫后的最終產(chǎn)物再經(jīng)換熱器 4換熱后進(jìn)入高壓氣液分離器中進(jìn)行氣液分離；最后，在高壓氣液分離器中完成 O2和 CO2的分離。其中，分離出的 O2由氧氣循環(huán)泵增壓后送入氧氣混合器中，再送入反應(yīng)器，從而形成氧氣的循環(huán)利用。溶解有 CO2的高壓水排至低壓分離器中進(jìn)行下一步 CO2的解析分離。

本文建立的超臨界水氧化系統(tǒng)模擬流程已獲得前期中試試驗(yàn)數(shù)據(jù)較好的驗(yàn)證[15]，故本文不再作重點(diǎn)分析。

3.3 其他相關(guān)參數(shù)

甲醇(CH3OH)是化工、塑料、農(nóng)藥、醫(yī)藥等領(lǐng)域常見(jiàn)的原料，其超臨界水氧化過(guò)程的物性及反應(yīng)動(dòng)力學(xué)已經(jīng)有廣泛的研究[15]，本文選用甲醇-水溶液作為模擬有機(jī)廢液，具有較強(qiáng)代表性。其中，選取有機(jī)廢液流量為 10kg/h，廢液中甲醇濃度取 6%，過(guò)氧量系數(shù)為 2，系統(tǒng)操作壓力設(shè)為 23MPa，壓縮機(jī)出口溫度設(shè)為 65℃，泵的效率取 0.75，反應(yīng)器的有效尺寸設(shè)置為高 350mm、直徑 55mm、散熱系數(shù) 3W/m2，系統(tǒng)中的換熱器均采用殼管式(材料 TP-316SS)?；厥昭鯕馀c不回收氧氣的超臨界水氧化系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)對(duì)比如表 1所示。

表1 回收氧氣與不回收氧氣的 SCWO 系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)對(duì)比Table 1Parameters comparisons of the SCWO system with and without oxygen recovery

根據(jù)上述參數(shù)，利用 Aspen Plus 對(duì)基于氧氣回收的超臨界水氧化系統(tǒng)進(jìn)行模擬。結(jié)果顯示，水膜反應(yīng)器出口 O2和 CO2產(chǎn)率分別為 0.9kg/h和 0.83kg/h，其他相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表 2。

表2 有機(jī)廢液 SCWO 處理前后的參數(shù)對(duì)比Table 2Parameter comparisons of before and after the SCWO of the organic wastewater

從表 2數(shù)據(jù)可以得出，水膜反應(yīng)器出口流體為含有大量 O2和 CO2的高壓水混合物，要實(shí)現(xiàn)氧氣的回收利用，關(guān)鍵在于對(duì)最終產(chǎn)物中的 O2和 CO2進(jìn)行有效分離。本文通過(guò) Aspen Plus 軟件中的 Flash2模塊模擬高壓氣液分離器和低壓分離器，采用 PSRK 模型，分析在三元體系 H2O(包括蒸發(fā)水和氧化反應(yīng)產(chǎn)生的水)-O2-CO2中高壓氣液分離器內(nèi)壓力和溫度等參數(shù)對(duì) O2、CO2分離效果的影響，以獲取優(yōu)化的分離參數(shù)。此外，低壓分離器設(shè)為常溫常壓便于 CO2的回收。

4 計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 壓力的影響

圖3 壓力變化對(duì)高壓氣液分離器中 O2、CO2在氣相中比例和純度的影響(T＝25℃)Fig.3Effects of pressure change on the distribution of O2and CO2in gas phase(T＝25℃)

圖3顯示在高壓氣液分離器溫度為 25℃時(shí)，壓力變化對(duì) O2、CO2進(jìn)入氣相中的比例和氣相中 O2、CO2純度的影響。其中，氣相中 H2O的含量非常少，可以忽略不計(jì)。由圖3可以看出，隨著壓力的增加，O2、CO2進(jìn)入氣相中的比例均減小，即高壓水對(duì) O2、CO2的吸收率隨壓力的增加而不斷增加。當(dāng)壓力由 0.1MPa 增加到10MPa 時(shí)，CO2進(jìn)入氣相中的比例減少較快；由 10MPa 增加到 24MPa 時(shí)，CO2進(jìn)入氣相中的比例減少較慢；當(dāng)壓力為 24MPa 時(shí)，90.5% 的CO2被高壓水吸收。而 O2進(jìn)入氣相的比例隨著壓力的增加而緩慢減少。隨著壓力的升高，氣相中 O2的純度逐漸升高，而氣相中 CO2的純度迅速降低，即高壓有利于 O2的提純，但不利于氣液分離。

4.2 溫度的影響

圖4顯示高壓分離器壓力為 8MPa 時(shí)，溫度變化對(duì) O2、CO2進(jìn)入氣相中的比例和氣相中O2、CO2純度的影響。其中，氣相中 H2O 的含量非常少，可以忽略不計(jì)。由圖4可以看出，隨著溫度的升高，O2、CO2進(jìn)入氣相的比例增加，即高壓水對(duì) O2、CO2的吸收率隨溫度的升高而下降。當(dāng)溫度由 0℃ 增加到 60℃ 時(shí)，O2進(jìn)入氣相的比例增加較快；當(dāng)溫度超過(guò) 60℃ 后，溫度變化對(duì) O2進(jìn)入氣相中的比例影響較小。CO2進(jìn)入氣相的比例隨溫度的升高而緩慢增加。同時(shí)，隨著溫度升高，氣相中 O2的純度不斷下降，氣相中 CO2的純度則隨著溫度的升高而不斷增加。

結(jié)合上述壓力、溫度變化(溫度 0～200℃、壓力 0～24MPa)對(duì)分離效果的影響，并考慮 O2進(jìn)入氣相中的比例和 O2的純度發(fā)現(xiàn)，當(dāng)高壓氣液分離器溫度為 27℃、壓力為 8MPa 時(shí)，O2進(jìn)入氣相的比例較高達(dá)到 89.29%，同時(shí)可以得到較高純度的氧氣(純度 83.33%)。該分離參數(shù)將作為基于氧氣回收的超臨界水氧化系統(tǒng)的優(yōu)化參數(shù)。

圖4 溫度變化對(duì)高壓氣液分離器中 O2、CO2在氣相中比例和純度的影響(P＝8MPa)Fig.4Effects of temperature change on the distribution of O2and CO2in gas phase(P＝8MPa)

4.3 物料能耗成本分析

4.3.1 回收氧氣與不回收氧氣的超臨界水氧化系統(tǒng)物料能耗成本估算

在高壓氣液分離器最佳分離參數(shù)下，對(duì)回收氧氣與不回收氧氣的超臨界水氧化系統(tǒng)物料能耗成本進(jìn)行估算。物料能耗成本主要包括以下幾個(gè)方面：

(1)系統(tǒng)運(yùn)行所需補(bǔ)充氧量、蒸發(fā)水以及電消耗的費(fèi)用。不回收氧氣的超臨界水氧化系統(tǒng)中補(bǔ)充氧量、蒸發(fā)水以及電消耗量分別為 1.8kg/h、36kg/h 和 7.302kW?h，而回收氧氣的超臨界水氧化系統(tǒng)中補(bǔ)充氧量、蒸發(fā)水以及電消耗量分別為 0.996kg/h、36kg/h 和 7.441kW?h。同時(shí)，按照工業(yè)液氧[6]、蒸發(fā)水[8]、電[17]的單價(jià)分別為 650元/t、4元/m3、0.8元/kW?h 可計(jì)算得出系統(tǒng)總的物料和能耗成本。

(2)CO2回收。SCWO 系統(tǒng)處理有機(jī)廢液的最終產(chǎn)物中含有大量的 CO2。當(dāng)系統(tǒng)未采用氧氣回收工藝時(shí)，最終產(chǎn)物中分離出的 CO2純度偏低(純度約 50%)，不能銷售。而基于氧氣回收的超臨界水氧化系統(tǒng)不僅可以回收氧氣，還可進(jìn)一步實(shí)現(xiàn) CO2的分離提純(90%～95%)，其收益可按照售價(jià) 450元/t 計(jì)算[8]。

(3)熱水收益。從水膜反應(yīng)器出來(lái)的最終產(chǎn)物預(yù)熱待處理的有機(jī)廢液和上支路蒸發(fā)水，換熱后的熱流體再通過(guò)換熱器換熱產(chǎn)生熱水，本系統(tǒng)每小時(shí)可獲得 70℃ 的熱水 195kg，熱水收益按照 20元/t 計(jì)算[8]。

此外，本文重點(diǎn)討論基于氧氣回收的 SCWO系統(tǒng)物料能耗成本，而整體系統(tǒng)運(yùn)行的人工費(fèi)用、設(shè)備維護(hù)費(fèi)、折舊費(fèi)等則不在本文討論范圍。

4.3.2 物料能耗成本分析結(jié)果

根據(jù)上述計(jì)算可以得出回收氧氣與不回收氧氣的 SCWO 系統(tǒng)物料能耗成本對(duì)比(表 3)。通過(guò)表 3可以看出，當(dāng)過(guò)氧量系數(shù)為 2時(shí)，基于氧氣回收的 SCWO 系統(tǒng)運(yùn)行過(guò)程中補(bǔ)充氧量降低，用于給補(bǔ)充氧量加壓的壓縮機(jī)功率下降。由于系統(tǒng)增添氧氣循環(huán)泵，回收氧氣較不回收的 SCWO系統(tǒng)耗電量有所增加。而從經(jīng)濟(jì)角度出發(fā)，基于氧氣回收的 SCWO 系統(tǒng)增加的耗電費(fèi)用明顯低于回收氧氣所得的經(jīng)濟(jì)收益。采用回收氧氣工藝后，氧氣投資費(fèi)用降低 45%，整體系統(tǒng)的物料能耗成本從 6.469＋(―2.91)＝3.559元/kg COD 下降至 6.601＋(―3.79)＝2.811元/kg COD。

表3 回收氧氣與不回收氧氣的 SCWO 系統(tǒng)物料能耗成本對(duì)比Table 3Material and energy consumption cost comparison of SCWO system with and without oxygen recovery

4.3.3 過(guò)氧量系數(shù)對(duì)系統(tǒng)物料能耗成本的影響

根據(jù)上述系統(tǒng)物料能耗成本計(jì)算的方法，研究不同過(guò)氧量系數(shù)的變化對(duì)回收氧氣與不回收氧氣的 SCWO 系統(tǒng)物料能耗成本的影響，結(jié)果如圖5所示。

由圖5可看出，隨著過(guò)氧量系數(shù)的增加，回收氧氣和不回收氧氣的 SCWO 系統(tǒng)物料能耗成本均增加。當(dāng)過(guò)氧量系數(shù)由 1.25增加到 3時(shí)，不回收氧氣的 SCWO 系統(tǒng)物料能耗成本由2.81元/kg COD 上升為 4.8元/kg COD，增長(zhǎng)十分迅速。采用氧氣回收工藝后，大量反應(yīng)剩余氧氣被循環(huán)利用，SCWO 系統(tǒng)物料能耗成本由2.56元/kg COD 上升為 3.14元/kg COD，增長(zhǎng)緩慢。當(dāng)過(guò)氧量系數(shù)為 1.25時(shí)，基于氧氣回收的SCWO 系統(tǒng)物料能耗成本為 2.56元/kg COD，同比下降 8.9%。當(dāng)過(guò)氧量系數(shù)為 3時(shí)，基于氧氣回收的 SCWO 系統(tǒng)物料能耗成本為3.14元/kg COD，同比下降 34.5%，隨著過(guò)氧量系數(shù)的增加，系統(tǒng)物料能耗成本同比下降趨勢(shì)不斷變大。

圖5 過(guò)氧量系數(shù)對(duì)系統(tǒng)物料能耗成本的影響Fig.5Infl uence of the excess oxygen coefficient on thematerial and energy consumption cost

5 結(jié) 論

采用 PSRK 模型對(duì) O2和 CO2的分離過(guò)程進(jìn)行了模擬，討論高壓氣液分離器內(nèi)壓力、溫度等參數(shù)對(duì) O2和 CO2分離的影響。結(jié)果表明，高壓水吸收法能較好地實(shí)現(xiàn) O2和 CO2的分離。隨著高壓氣液分離器內(nèi)壓力的增加，氣相中 O2的純度增加，但 O2進(jìn)入氣相的比例下降，即高壓有利于 O2的提純，但不利于氣液分離；隨著高壓氣液分離器內(nèi)溫度的升高，氣相中 O2的純度下降，O2進(jìn)入氣相的比例緩慢上升。通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，溫度變化對(duì) O2和 CO2分離效果的影響小于壓力變化的影響。綜合 O2進(jìn)入氣相中比例和 O2的純度，當(dāng)高壓氣液分離器內(nèi)壓力為 8MPa、溫度為 27℃ 時(shí)，O2進(jìn)入氣相中的比例較高(89.29%)，同時(shí)可以得到較高純度的氧氣(純度 83.33%)。

通過(guò) Aspen Plus 建立基于氧氣回收的超臨界水氧化系統(tǒng)模擬流程，對(duì)整體系統(tǒng)物料能耗成本進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)：當(dāng)過(guò)氧量系數(shù)為 2時(shí)，基于氧氣回收的 SCWO 系統(tǒng)物料能耗成本為 2.811元/kg COD，同比下降 21.01%；隨著過(guò)氧量系數(shù)的增加，系統(tǒng)物料能耗成本同比下降趨勢(shì)變大，該工藝的經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢(shì)更加明顯。

參 考 文 獻(xiàn)

[1]Zou D,Chi Y,Dong J,et al.Effect of supercritical water oxidation on the PCDD/FS and heavy metals in incineration fl y ash [J].Fresenius Environmental Bulletin,2014,23(2): 471-477.

[2]Chen Z,Wang GW,Yin FJ,et al.A new system design for supercritical water oxidation [J].Chemical Engineering Journal,2015,269: 343-351.

[3]Brunner G.Corrosion in hydrothermal and supercritical water [M]//Supercritical Fluid Science and Technology,2014: 591-619.

[4]Bermejo MD,Cocero MJ.Supercritical water oxidation: a technical review [J].AIChE Journal,2006,52(11): 3933-3951.

[5]徐東海,王樹(shù)眾,公彥猛,等.城市污泥超臨界水氧化技術(shù)示范裝置及其經(jīng)濟(jì)性分析 [J].現(xiàn)代化工,2009,29(5): 55-59.

[6]張潔,王樹(shù)眾,盧金玲,等.高濃度印染廢水及污泥的超臨界水氧化系統(tǒng)設(shè)計(jì)及經(jīng)濟(jì)性分析 [J].現(xiàn)代化工,2016,36(4): 154-158.

[7]沈曉芳,馬春元,王志強(qiáng),等.利用超臨界水氧化反應(yīng)系統(tǒng)處理有機(jī)廢液的經(jīng)濟(jì)性分析 [J].環(huán)境工程,2010,28(1): 47-51.

[8]Sánchez-Oneto J,Mancini F,Portela JR,et al.Kinetic model for oxygen concentration dependence in the supercritical water oxidation of an industrial wastewater [J].Chemical Engineering Journal,2008,144(3): 361-367.

[9]王樹(shù)眾,王玉珍,徐東海,等.超臨界水氧化系統(tǒng)中過(guò)量氧回用及二氧化碳回收方法: CN 102633350A [P].2012-08-15.

[10]馬春元,張鳳鳴,陳守燕,等.一種提高超臨界水氧化系統(tǒng)氧氣利用率的方法: CN 101830554A[P].2010-09-15.

[11]高曉林,李志堅(jiān),李敏,等.應(yīng)用 PSRK 狀態(tài)方程預(yù)測(cè)高壓汽液平衡 [J].化學(xué)工業(yè)與工程,2004,21(4): 305-307.

[12]Horstmann S,Jabloniec A,Krafczyk J,et al.PSRK group contribution equation of state:comprehensive revision and extension IV,including critical constants and α-function parameters for 1000components [J].Fluid Phase Equilibria,2005,227(2): 157-164.

[13]Zhang FM,Chen SY,Xu CY,et al.Experimental study on the effects of operating parameters on the performance of a transpiring-wall supercritical water oxidation reactor [J].Desalination,2012,294:60-66.

[14]Zhang FM,Ma CY.CFD simulation of a transpiring-wall SCWO reactor: formation and optimization of the water film [J].AIChE Journal,2016,62(1): 195-206.

[15]Zhang FM,Shen BY,Su CJ,et al.Energy consumption and energy analyses of a supercritical water oxidation system with a transpiring wall reactor [J].Energy Conversion and Management,2017,145: 82-92.

[16]Zhang FM,Xu CY,Zhang Y,et al.Experimental study on the operating characteristics of an inner preheating transpiring wall reactor for supercritical water oxidation: temperature profiles and product properties [J].Energy,2014,66: 577-587.

[17]廣州開(kāi)發(fā)區(qū)管委會(huì).廣州市電價(jià)價(jià)目表(2017年7月1日起執(zhí)行)[OL].2017-11-03[2017-12-10].http://www.hp.gov.cn/hp/sfml/201711/5b3adf7e3ef e411896f234583bcc5e7e.shtml.