李 宜 豪， 沈 慧 姝， 沈 勝 強*， 華 維 國

( 1.大連理工大學 能源與動力學院 遼寧省海水淡化重點實驗室， 遼寧 大連 116024；2.大連海水淡化工程研究中心有限公司， 遼寧 大連 116023 )

0 引 言

機械蒸汽壓縮多效蒸發(fā)(MVC-MEE)系統(tǒng)以機械蒸汽壓縮機為動力，將多效蒸發(fā)系統(tǒng)末效蒸發(fā)器排出的低壓蒸汽壓縮，作為蒸發(fā)系統(tǒng)的熱源，消除了多效蒸發(fā)系統(tǒng)尾端凝汽器的熱損失，具有熱效率高、結構緊湊且僅消耗電能等優(yōu)點[1-3]，被廣泛應用于化工、制藥、海水淡化、污水處理等領域[4]．

MVC蒸發(fā)或濃縮系統(tǒng)在一些行業(yè)又稱為MVR(機械式蒸汽再壓縮)系統(tǒng)．帶有MVC的蒸發(fā)系統(tǒng)有單效蒸發(fā)(SEE)和多效蒸發(fā)(MEE)之分．文獻[5]介紹的MVC-MEE系統(tǒng)產水量為3 000 t/d，考慮壓縮機與泵功時，造水比功耗為10～14 kWh/t；位于加那利群島的MVC-SEE海水淡化裝置造水量為500 t/d，造水比功耗為10.4～11.2 kWh/t[6]；位于意大利撒丁島的三效蒸發(fā)MVC海水淡化裝置，造水量為3 000 t/d，壓縮機比功耗為6.9 kWh/t，考慮泵功后總造水比功耗為8.1 kWh/t[7]；位于印度的雙效并流MVC系統(tǒng)，造水量為50 t/d，比功耗為13.6 kWh/t[8]．可以看出，因采用的參數不同，系統(tǒng)造水比功耗有較大差異．

近年來，眾多學者研究了不同系統(tǒng)工作參數對MVC-SEE/MEE海水淡化系統(tǒng)熱力性能的影響．劉鵬等[9]對MVC-SEE海水淡化系統(tǒng)的計算分析指出，系統(tǒng)比功耗wspc隨增壓比降低和等熵效率增加而降低，合理增壓比為1.2～1.3．越云凱等[10]對MVC-SEE海水淡化系統(tǒng)的計算分析指出，增壓比越小，系統(tǒng)的比功耗越低；增壓比一定時，蒸發(fā)溫度越低系統(tǒng)比功耗越低．Ettouney[11]對MVC-SEE海水淡化系統(tǒng)進行的計算分析指出，在蒸發(fā)器管內外溫差為1～4 ℃時，比功耗隨鹽水蒸發(fā)溫度升高而減?。畬O峰等[12]對并流進料的五效蒸發(fā)MVC海水淡化系統(tǒng)進行了計算，結果表明，系統(tǒng)造水比功耗為10.2 kWh/t．Nafey等[13]對順流進料MVC-MEE海水淡化系統(tǒng)的計算指出，在末效蒸發(fā)器二次蒸汽溫度為60 ℃，增壓比為1.35時，兩效和三效蒸發(fā)系統(tǒng)的總經濟性較好．Han等[14]對MVC-MEE海水淡化零排放系統(tǒng)的研究指出，隨著蒸發(fā)器效數增加，系統(tǒng)比功耗降低但降速逐漸減緩．李宜豪等[15]建立了3種不同進料流程下的系統(tǒng)熱力性能數學模型，結果表明增加系統(tǒng)蒸發(fā)器效數降低比功耗的同時，總傳熱面積與單位凝結水產量的傳熱面積大幅增加．MVC系統(tǒng)末效二次蒸汽被壓縮后重新使用，其能量重新被賦予使用價值，因此學者們也從熵的角度對MVC系統(tǒng)進行計算．焦冬生[16]對MVC-SEE系統(tǒng)進行實驗，結果表明系統(tǒng)效率為2.8%，蒸發(fā)器和壓縮機損失分別為34.6%和35.5%．

進料方式對MVC蒸發(fā)系統(tǒng)的熱力性能也有一定的影響．Elsayed等[17]分別對逆流(BF)、順流(FF)、并流(PF)和閃蒸并流(PCF)進料的MVC-MEE系統(tǒng)的熱力性能進行了計算，討論了進料流程對熱力性能的影響，結果表明，PCF和FF進料系統(tǒng)的比功耗低于BF和PF進料系統(tǒng)，各種進料流程最大的損失環(huán)節(jié)都是MVC壓縮過程，增加蒸發(fā)器效數和降低增壓比可減少MVC損失．Jamil等[18]分別對FF、PF和PCF進料的MVC-MEE系統(tǒng)熱力性能進行了計算，結果表明，PCF進料的MVC-MEE系統(tǒng)比功耗最低，但同時其換熱面積最大，并流進料系統(tǒng)的經濟性最高．Rostamzadeh等[19]通過改變典型MVC系統(tǒng)的流程與壓縮機數量，提出了將首效蒸發(fā)器冷凝淡水減壓蒸發(fā)并與末效蒸發(fā)器二次蒸汽一同回收的VCHP系統(tǒng)，計算結果表明在固定功率輸入時，VCHP系統(tǒng)比MVC系統(tǒng)比功耗降低11.45%．

MVC蒸發(fā)系統(tǒng)除了用于海水淡化，也可用于其他含鹽溶液濃縮，前人對MVC鹽溶液蒸發(fā)濃縮系統(tǒng)的熱力性能也開展了大量研究．Zhou等[20]研究了處理含Na2SO4廢水的MVC-SEE系統(tǒng)性能，結果表明，蒸發(fā)溫度為80 ℃時，管內外溫差從1 ℃增大到10 ℃時，比功耗從5.5 kWh/t增加到29.5 kWh/t，而蒸發(fā)器傳熱面積隨管內外溫差的增加而減?。瓺ahmardeh等[21]對進料鹽度為70 g/kg的含NaCl、CaCl2、MgCl2和NaCl-CaCl2-MgCl2的MVC-MEE高鹽廢水零排放處理系統(tǒng)進行了研究，結果表明：比功耗隨傳熱管內外溫差減小和蒸發(fā)溫度的升高而降低，總傳熱面積隨蒸發(fā)溫度的升高而減?。甃iang等[22]對含(NH4)2SO4濃度為200 g/kg的雙效蒸發(fā)雙壓縮機順流進料廢水處理系統(tǒng)的研究指出，在固定排出液濃度為470 g/kg時，隨第一效蒸發(fā)器出口鹽水濃度增加，系統(tǒng)比功耗先降低后增加，且在第一效蒸發(fā)器出口鹽水濃度為320 g/kg時，系統(tǒng)比功耗取得最小值．李清方等[23]對用于油田污水脫鹽的MVC蒸發(fā)系統(tǒng)進行了研究，結果表明，減小傳熱溫差可以明顯降低壓縮機比功耗，提高系統(tǒng)運行溫度有利于改善系統(tǒng)性能．

在MVC技術的推廣中，如何降低多效蒸發(fā)系統(tǒng)能耗是人們關注的焦點之一．水平管降膜蒸發(fā)器是一種具有更高的傳熱系數、較少的流體泵功消耗需求、適應更小溫差傳熱的新型蒸發(fā)器[24]，特別適用于低溫多效蒸發(fā)系統(tǒng)和MVC蒸發(fā)系統(tǒng)．但水平管降膜蒸發(fā)器在我國的MVC蒸發(fā)系統(tǒng)中應用不多，研究不足，造成了國內MVC蒸發(fā)系統(tǒng)的比功耗普遍較高．另外，MVC蒸發(fā)系統(tǒng)構成一個閉式循環(huán)，系統(tǒng)的運行需要滿足封閉循環(huán)的平衡條件．本文針對海水淡化和高鹽廢水處理常見工況，建立適應水平管降膜蒸發(fā)器小溫差傳熱特點的并流進料MVC-MEE封閉循環(huán)系統(tǒng)自平衡熱力性能計算模型，分析末效蒸發(fā)器二次蒸汽溫度、首末效蒸發(fā)器總溫差和壓縮機等熵效率對系統(tǒng)熱力性能的影響規(guī)律．

1 MVC-MEE系統(tǒng)工作過程與計算模型

1.1 MVC-MEE系統(tǒng)工作過程

MVC-MEE系統(tǒng)流程如圖1所示．系統(tǒng)主要包括壓縮機、蒸發(fā)器、進料預熱器、淡水閃蒸罐和鹽水閃蒸罐等．蒸發(fā)器采用水平管降膜蒸發(fā)結構，是多效蒸發(fā)海水淡化中常用的設備，可實現小溫差下良好的換熱性能，故本文計算時蒸發(fā)器的表觀傳熱溫差可低至2 ℃左右．進料鹽水預熱升溫后同時噴淋至各個蒸發(fā)器換熱管表面，鹽水部分蒸發(fā)產生的二次蒸汽作為下一效蒸發(fā)器的熱源，未蒸發(fā)的濃鹽水閃蒸降溫后用于預熱海水，各效蒸發(fā)器的凝結水匯集后作為產品水，末效蒸發(fā)器的二次蒸汽和第n-1效蒸發(fā)器出口鹽水閃蒸蒸汽一同被壓縮機增壓到指定的壓力，作為第一效蒸發(fā)器的熱源，預熱器出口的濃鹽水作為濃縮液排出設備．本文系統(tǒng)流程下，末效蒸發(fā)器出口不設置閃蒸罐，其余各效蒸發(fā)器出口皆有淡水閃蒸罐和濃鹽水閃蒸罐．系統(tǒng)的運行除了MVC耗電外，還需一定的電能來維持水泵和真空系統(tǒng)的運行，但MVC耗電占系統(tǒng)耗電的絕大部分[25]，本文在討論系統(tǒng)能耗的時候忽略除MVC外的耗電．值得注意的是，壓縮機出口為過熱蒸汽，將第一效蒸發(fā)器凝結水與壓縮機出口過熱蒸汽混合至飽和狀態(tài)后進入第一效蒸發(fā)器，這并不改變第一效蒸發(fā)器入口蒸汽所能釋放的總焓值．同時，用于與過熱蒸汽混合的淡水將再次冷凝，這也不改變系統(tǒng)質量平衡，因此在計算時忽略該循環(huán)與壓縮機出口蒸汽過熱對系統(tǒng)的影響．

1.2 MVC-MEE系統(tǒng)計算模型

按照上述MVC-MEE系統(tǒng)構成，通過系統(tǒng)的能量、質量、組分平衡，構建系統(tǒng)的熱力過程計算模型，模型的建立基于如下假設：

(1)僅考慮壓縮機耗功，不考慮維持流動和維持真空度所需能量．

(2)壓縮機壓縮過程為絕熱不可逆過程．

(3)忽略不凝結氣體對系統(tǒng)的影響．

(4)產出凝結水鹽度為零．

(5)忽略系統(tǒng)散熱損失．

本文水和水蒸氣熱力參數計算依據“國際水和水蒸氣性質學會工業(yè)用計算公式1997”(IAPWS-IF97)，海水物性參數計算參考文獻[26]．

根據質量守恒和能量守恒對MVC-MEE系統(tǒng)進行建模．系統(tǒng)總體參數關系如式(1)～(3)所示．

進入系統(tǒng)的鹽水量等于流出系統(tǒng)的濃鹽水量與淡水量之和：

msea=mb+md

(1)

式中：msea、mb和md分別為進入系統(tǒng)鹽水、離開系統(tǒng)濃鹽水和離開系統(tǒng)淡水質量流量，kg/s．

根據鹽分質量守恒，進入系統(tǒng)的鹽分質量等于流出系統(tǒng)的鹽分質量：

mseaXsea=mbXb

(2)

式中：Xsea、Xb分別為進料鹽水濃度和濃鹽水濃度， g/kg．

根據系統(tǒng)能量守恒可得

wcmi+mseahsea=mbhb+mdhd

(3)

式中：wc為壓縮單位質量蒸汽時壓縮機耗功，kJ/kg；mi為進入壓縮機的蒸汽質量流量，kg/s；hsea、hb和hd分別為進入系統(tǒng)鹽水的焓值、離開系統(tǒng)的濃鹽水焓值和離開系統(tǒng)的淡水焓值，kJ/kg．

如圖1所示，當n=1時，無閃蒸罐；當n≥2時，有n-1個淡水閃蒸罐和n-1個鹽水閃蒸罐，末效蒸發(fā)器出口淡水和濃鹽水不進行閃蒸，直接用于預熱海水，末效蒸發(fā)器二次蒸汽和第n-1效蒸發(fā)器出口濃鹽水閃蒸蒸汽經壓縮機升溫加壓作為第一效蒸發(fā)器入口蒸汽，第二效蒸發(fā)器入口蒸汽來自第一效蒸發(fā)器產生的二次蒸汽與第一效蒸發(fā)器出口淡水閃蒸蒸汽．第k效蒸發(fā)單元示意圖見圖2．按照圖1所示的并流流程，建立相鄰設備間的質量平衡關系：

mf，k=msea/n；k∈{1，2，…，n}

(4)

式中：mf，k為第k效蒸發(fā)器進口鹽水質量流量，kg/s．

每個蒸發(fā)器單元參數關系如式(5)～(8)所示．第k單元管外部分的質量守恒方程：

mf，k=md，k+mb，k；k∈{1，2，…，n}

(5)

式中：md，k為第k效蒸發(fā)器出口冷凝淡水質量流量，kg/s；mb，k為第k效蒸發(fā)器出口濃鹽水質量流量，kg/s．

第k單元管內部分的質量守恒方程：

ms，k-1+mbf，k-2+mdf，k-1=md，k；k∈{1，2，…，n}

(6)

式中：ms，k-1為第k-1效蒸發(fā)器出口二次蒸汽質量流量，kg/s；mbf，k-2為第k-2效蒸發(fā)器出口鹽水閃蒸蒸汽質量流量，kg/s；mdf，k-1為第k-1效蒸發(fā)器出口淡水閃蒸蒸汽質量流量，kg/s．由圖1可知，第一效蒸發(fā)器入口蒸汽來自末效蒸發(fā)器二次蒸汽與第n-1效蒸發(fā)器出口鹽水閃蒸蒸汽，且當n=1時不存在閃蒸，因此式中ms，0=ms，1，mdf，0=0，mbf，0=0．

第k單元的鹽分守恒方程：

mf，kXf，k=mb，kXb，k；k∈{1，2，…，n}

(7)

式中：Xf，k、Xb，k分別為第k效蒸發(fā)器入口鹽水濃度和出口濃鹽水濃度， g/kg．

第k單元的能量守恒方程：

ms，k-1hs，k-1+mbf，k-2hbf，k-2+mdf，k-1hd，k-1+

mf，khf，k=ms，khs，k+mb，khb，k+md，khd，k；

k∈{1，2，…，n}

(8)

式中：hs，k-1為第k-1效蒸發(fā)器出口二次蒸汽焓值，kJ/kg；hbf，k-2為第k-2效蒸發(fā)器出口濃鹽水閃蒸蒸汽焓值，kJ/kg；hdf，k-1為第k-1效蒸發(fā)器出口淡水閃蒸蒸汽焓值，kJ/kg；hf，k為第k效蒸發(fā)器進料鹽水焓值，kJ/kg；hb，k為第k效蒸發(fā)器出口濃鹽水焓值，kJ/kg；hd，k為第k效蒸發(fā)器出口冷凝淡水焓值，kJ/kg．

第k單元淡水閃蒸罐的熱力參數模型為

mdf，khdf，k+mdfo，khd，k+1；

k∈{1，2，…，n-1}

(9)

式中：mdfo，k為第k單元淡水閃蒸罐出口質量流量，kg/s；且當k=1時，md，0=0，mdf，0=0．

第k單元濃鹽水閃蒸罐的熱力參數模型為

mbf，khbf，k+mbfo，khbfo，k；k∈{1，2，…，n-1}

(10)

式中：mbfo，k為第k單元鹽水閃蒸罐出口質量流量，kg/s；hbfo，k為第k單元鹽水閃蒸罐出口鹽水焓值，kJ/kg，即將鹽水閃蒸至第k+1效蒸發(fā)器出口鹽水溫度時的焓值．

濃鹽水和凝結水預熱器的熱力參數模型為

msea=msea，b+msea，d

(11)

mbhb+msea，bhsea，b=mbhb，out+msea，bhsea

(12)

mdhd+msea，dhsea，d=mdhd，out+msea，dhsea

(13)

式中：msea，b為進入濃鹽水/進料海水預熱器的鹽水質量流量，kg/s；msea，d為進入冷凝水/進料海水預熱器的鹽水質量流量，kg/s；hsea，b為進入濃鹽水/進料海水預熱器的鹽水焓值，kJ/kg；hsea，d為進入冷凝水/進料海水預熱器的鹽水焓值，kJ/kg．

壓縮機耗功W的計算式為

(14)

式中：hs，isen是將末效蒸發(fā)器二次蒸汽絕熱等熵壓縮至首效蒸發(fā)器入口蒸汽壓力時的蒸汽焓值，kJ/kg；mc為進入壓縮機的蒸汽量，kg/s；ηm是壓縮機的機械效率；η是壓縮機的等熵效率．

壓縮機的機械效率ηm為壓縮機絕熱壓縮做功與壓縮機軸功的比值，其計算式為

ηm=wc/w

(15)

式中：w為MVC設備壓縮單位質量蒸汽實際消耗的電能，kJ/kg．

壓縮機等熵效率η為壓縮單位質量蒸汽時，壓縮機理想的絕熱等熵壓縮焓增與實際絕熱壓縮焓增的比值，體現了絕熱不可逆過程的熵增，其計算式為

η=(hs，isen-hs，n)/(hs，c-hs，n)

(16)

式中：hs，c為壓縮機出口蒸汽焓值，kJ/kg．

比功耗wspc表示生產單位質量淡水所耗電能，kWh/t，計算式為

wspc=W/3.6md

(17)

將系統(tǒng)第一效蒸發(fā)器入口蒸汽溫度與末效蒸發(fā)器二次蒸汽溫度之差定義為系統(tǒng)總溫差(Δtall，單位℃)．

以上建立了MVC-MEE系統(tǒng)的基本熱力參數關系模型，在給定進料鹽水溫度、鹽水進料量、預熱器冷端端口溫差、系統(tǒng)總溫差、進料海水鹽度、末效蒸發(fā)器二次蒸汽溫度、壓縮機等熵效率時，可計算MVC-MEE系統(tǒng)并流進料流型的比功耗．

2 計算結果與分析

Lucas等[27]介紹了法國Flamanville的平行進料四效蒸發(fā)MVC系統(tǒng)的運行數據，按照上述基本模型進行計算的結果與實際運行結果的比較如表1所示．比功耗的計算值比實際運行值低0.01 kWh/t，相對誤差0.1%；濃鹽水排出量的計算值比實測值低1.71 t/h，相對誤差2.2%．可以看出，模型計算結果可以很好地模擬實際系統(tǒng)的運行結果．

表1 模型計算數據與實際工程測量數據對比

機械效率取決于壓縮機的制造工藝，本文對此不作討論，取ηm為1；海水進料質量流量對系統(tǒng)wspc無影響，取海水進料質量流量為1 kg/s．參考常見海水淡化工況，取預熱器端口溫差為3 ℃，進料鹽水溫度tsea=25 ℃為計算條件，分析總溫差Δtall、蒸發(fā)器效數、末效蒸發(fā)器二次蒸汽溫度ts，n和等熵效率η對wspc的影響．

比功耗wspc隨總溫差Δtall的變化如圖3所示．在蒸發(fā)器效數一定時，wspc隨Δtall的增大而增加，且蒸發(fā)器效數越少，增加的速率越大．對于只采用一效蒸發(fā)器的MVC系統(tǒng)，wspc與Δtall幾乎為線性關系，斜率約為2.71 (kWh/t)/ ℃．對于多效蒸發(fā)系統(tǒng)，wspc與Δtall的關系曲線呈現上凹形狀，隨著總溫差的增加，曲線的斜率逐漸加大，五效蒸發(fā)器MVC系統(tǒng)，Δtall在10～25 ℃時，曲線斜率由0.57 (kWh/t)/℃增加到0.78 (kWh/t)/ ℃．

圖3 不同蒸發(fā)器效數n時，比功耗wspc隨總溫差Δtall的變化

Fig.3 The change of specific power consumptionwspcwith total temperature difference Δtallunder different numbernof the evaporator effect

按照水蒸氣的性質，隨增壓比增大，壓縮機非等熵壓縮所消耗的電功迅速增加．因此在MVC蒸汽入口溫度一定時，隨Δtall增大，壓縮機非等熵壓縮耗功增加，壓縮單位質量蒸汽輸入功增加．而要MVC系統(tǒng)進入平衡循環(huán)，單位壓縮功的增加表示壓縮蒸汽入口能量的進一步減少，即循環(huán)蒸汽量的減少，使得系統(tǒng)wspc進一步升高．將式(14)代入式(15)可以更清晰地看出上述變化規(guī)律：

(18)

將md/mi定義為造水比．固定末效蒸發(fā)器二次蒸汽溫度時，進料海水經預熱后距離飽和狀態(tài)所欠熱量為定值，因此隨mi增加，第一效蒸發(fā)器中用于將鹽水升溫所消耗的蒸汽量減少，系統(tǒng)造水比增加．由式(18)可以看出，wspc隨造水比的降低而增大．如圖3所示，可以看出在n=1時，wspc隨Δtall幾乎為線性增加．ts，n和η不變時，hi為定值，ho，isen隨Δtall幾乎為線性增加，因此(ho-hi)/3.6η隨Δtall幾乎為線性增加．對于MVC系統(tǒng)，當n=1時，造水比為1，因此wspc隨Δtall近似線性增長．此外，在n大于1時，wspc的增大速率隨Δtall增加而增大．這是因為隨Δtall增加，末效蒸發(fā)器二次蒸汽量減少，造水比降低速率不斷增大．

圖4更清晰地表示出比功耗wspc隨蒸發(fā)器效數n和總溫差的變化規(guī)律．在總溫差Δtall一定時，wspc隨蒸發(fā)器效數增加而降低．隨著蒸發(fā)器效數的增加，蒸汽能量得以重復利用，即提高了能量利用的效能，因此wspc大幅度降低．此外，由圖4還可以看出，隨著蒸發(fā)器效數的增加，wspc的減小幅度降低．這說明蒸發(fā)器效數較多時，繼續(xù)增加蒸發(fā)器效數所帶來的收益會越來越小．

圖4 不同總溫差Δtall時，比功耗wspc隨蒸發(fā)器效數n的變化

Fig.4 The change of specific power consumptionwspcwith the numbernof evaporator effect under different total temperature difference Δtall

蒸發(fā)器效數的增加，對應著MVC系統(tǒng)的復雜、投資的增加和能量需求的減少，但前兩者與蒸發(fā)器效數近似呈線性關系，后者呈遞減關系．因此，在實際工程中，存在最佳的蒸發(fā)器效數，使得系統(tǒng)投資與節(jié)能效益達到平衡．

比功耗wspc隨末效蒸發(fā)器二次蒸汽溫度ts，n的變化如圖5所示，計算中取總溫差為10 ℃．在蒸發(fā)器效數一定時，wspc隨ts，n的升高而略有降低，這與Ettouney[11]的計算規(guī)律相符．水蒸氣的物理性質使得ts，n增加時，壓縮機的相對增壓比減小，壓縮出口蒸汽過熱度降低，導致wspc降低．此外，ts，n對wspc的影響也隨蒸發(fā)器效數n的增加而幾乎成倍數減小，對于五效蒸發(fā)系統(tǒng)，ts，n為40 ℃時，wspc是5.21 kWh/t，當ts，n為60 ℃時，wspc為4.77 kWh/t，相對降低了8.4%．

壓縮機效率對系統(tǒng)能耗有著重要影響，但這種影響與系統(tǒng)參數有什么關系呢？圖6給出了ts，n為40 ℃時三效蒸發(fā)系統(tǒng)wspc隨MVC等熵效率η的變化關系．在總溫差Δtall一定時，wspc隨η的增加而降低．同時，Δtall減小時，η對wspc的影響顯著減?。all為5 ℃時，η每降低1%，wspc降低0.05 kWh/t，即相對降低1%；當Δtall為25 ℃時，η每降低1%，wspc降低0.35 kWh/t，即相對降低約1.5%．這是因為隨Δtall增大，壓縮機偏離等熵壓縮程度增加，壓縮機耗功增加幅度增大．

圖5 不同蒸發(fā)器效數n時，比功耗wspc隨末效蒸發(fā)器二次蒸汽溫度ts，n的變化

Fig.5 The change of specific power consumptionwspcwith the secondary vapor temperaturets，nin the final effect evaporator under different numbernof the evaporator effect

圖6 不同總溫差Δtall時，比功耗wspc隨等熵效率η的變化

Fig.6 The change of specific power consumptionwspcwith isentropic efficiencyηunder different total temperature difference Δtall

3 結 論

(1)并流進料MVC-MEE系統(tǒng)比功耗wspc隨總溫差Δtall的增加而增加．當采用單個蒸發(fā)器時，wspc隨Δtall近似線性增長；當蒸發(fā)器效數大于1時，wspc的增長速率隨Δtall的增長而增大．相同Δtall下，蒸發(fā)器效數越少，wspc增加的速率越大．

(2)在總溫差Δtall一定時，并流進料MVC-MEE系統(tǒng)比功耗wspc隨蒸發(fā)器效數增加而降低，但隨著蒸發(fā)器效數的增加，wspc的降低幅度減小．

(3)在蒸發(fā)器效數一定時，并流進料MVC-MEE系統(tǒng)比功耗wspc隨末效蒸發(fā)器二次蒸汽溫度ts，n的升高而略有降低，且ts，n對wspc的影響隨蒸發(fā)器效數的增加而變得更小．

(4)在總溫差Δtall和蒸發(fā)器效數一定時，并流進料MVC-MEE系統(tǒng)比功耗wspc隨MVC的絕熱壓縮效率η的增加而降低，且η對wspc的影響隨Δtall的增大而增強．