離心式與旋渦式壓縮機驅動的MVR系統(tǒng)運行效果比較

湯添鈞 劉成剛 李偉華

(1. 蘇州科技大學，江蘇 蘇州 215009；2. 河北樂恒化工設備制造有限公司，河北 廊坊 065000)

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離心式與旋渦式壓縮機驅動的MVR系統(tǒng)運行效果比較

湯添鈞1劉成剛1李偉華2

(1. 蘇州科技大學，江蘇 蘇州 215009；2. 河北樂恒化工設備制造有限公司，河北 廊坊 065000)

從理論上分析植物提取液濃縮用MVR系統(tǒng)的運行原理，并比較不同類型壓縮機的特點。結合實例，對比離心式與旋渦式壓縮機驅動的MVR系統(tǒng)的運行效果。通過統(tǒng)計方法計算運行半年內(nèi)，兩套系統(tǒng)累計的蒸發(fā)量與用電量。結果發(fā)現(xiàn)：在相同設計蒸發(fā)量下，離心式壓縮機平均蒸發(fā)量為2 545.3 kg/h，最大能效比(COP)為15.3，單位蒸發(fā)量電耗為0.040 kW·h/kg；旋渦式壓縮機平均蒸發(fā)量為1 908.3 kg/h，最大COP為11.0，單位蒸發(fā)量電耗為0.058 kW·h/kg。證明在保證氣密性的前提下，離心式壓縮機比旋渦式壓縮機更適用于含乙醇植物提取液的濃縮，節(jié)能效果更佳。

濃縮；離心式壓縮機；旋渦式壓縮機；比較；節(jié)能

蒸發(fā)濃縮是食品、藥品制造過程中的一項常見工藝，既能保持植物提取液中的有效成分，又對植物提取液種類具有很強的適應性，在食品、制藥行業(yè)中應用最早也最廣泛[1-3]。但常用的單效外循環(huán)蒸發(fā)器存在加熱時間長、溫度高、均勻性差等缺點，對熱敏性和易揮發(fā)性成分的穩(wěn)定性不利等弊端[4]。同時，其高能耗也與食品行業(yè)節(jié)能減排的目標相違背。在此背景下，機械蒸氣再壓縮系統(tǒng)(MVR)受到越來越多食品制造企業(yè)關注[5-6]。該系統(tǒng)利用蒸氣壓縮機，將蒸發(fā)出的二次蒸氣再次壓縮，使之重新作為熱源加熱物料，實現(xiàn)了二次蒸氣潛熱回收利用，從而提高了蒸氣的利用率。用于食品行業(yè)的MVR系統(tǒng)主要是蒸發(fā)濃縮純水或含乙醇溶媒提取液，文獻[7～8]分別報道了離心式與螺桿式壓縮機蒸發(fā)純水的效果，兩種壓縮機蒸發(fā)1 kg純水的電能消耗約為0.033 kW·h，節(jié)能效果顯著，針對植物提取中特有的含乙醇溶媒蒸發(fā)，目前正處于測試運行階段，相關報道較少。

蒸氣壓縮機作為MVR系統(tǒng)的核心設備，對系統(tǒng)蒸發(fā)能力、節(jié)能效果有極其重大的影響。本研究基于兩套用于含乙醇植物提取液濃縮的MVR系統(tǒng)，分別選用離心式與旋渦式壓縮機，記錄下在半年內(nèi)的運行參數(shù)，從而對比兩種壓縮機驅動的MVR系統(tǒng)運行效果，旨在證明哪種類型壓縮機更適用于含醇溶媒的蒸發(fā)，為MVR系統(tǒng)在食品行業(yè)植物提取中的高效運行提供依據(jù)。

1 基于MVR的蒸發(fā)濃縮系統(tǒng)

1.1 系統(tǒng)描述

結合蒸發(fā)濃縮工藝的特點，運用于植物提取液濃縮的MVR系統(tǒng)基本流程見圖1。

1. 冷凝水罐 2. 板式換熱器 3. 蒸發(fā)器 4. 汽液分離器 5. 蒸氣壓縮機 6. 真空泵

圖1 MVR系統(tǒng)流程圖

Figure 1 Schematic diagram of MVR system

系統(tǒng)流程為：原液由溫度T0經(jīng)過兩級預熱至飽和溫度Te，進入蒸發(fā)器內(nèi)。在建立真空后，分離器內(nèi)存在一定的閃蒸蒸氣，啟動壓縮機。穩(wěn)定運行后，原液在蒸發(fā)器管層內(nèi)沸騰蒸發(fā)，汽液兩相流通過蒸發(fā)器下部的平衡管進入分離器中，氣相被壓縮機吸入，液相則通過分離器底部的管道返回蒸發(fā)器。壓縮后的過熱蒸氣經(jīng)噴水處理，變成同壓力下的飽和蒸氣進入蒸發(fā)器殼程，冷凝放出潛熱。蒸發(fā)器中的原液通過原料泵不斷補充，當循環(huán)管上的密度傳感器到達設定值時，工藝完成，將濃縮液輸出系統(tǒng)。

1.2 MVR系統(tǒng)熱力學分析

原液受熱蒸發(fā)形成的二次蒸氣，在MVR系統(tǒng)中的熱力學過程見圖2。飽和二次蒸氣從狀態(tài)點A進入壓縮機，經(jīng)過一多變過程壓縮到狀態(tài)點S，蒸氣的溫度、壓力、焓值提升后變?yōu)檫^熱狀態(tài)；過熱蒸氣經(jīng)過噴水處理消除過熱，達到狀態(tài)點B；高溫、高壓的飽和二次蒸氣重新作為熱源進入蒸發(fā)器殼程，冷凝放出潛熱到達C點，最終進入到冷凝水罐內(nèi)。這樣，原先要廢棄的蒸氣就得到了充分利用，回收的潛熱量為圖2中的陰影部分。

圖2 蒸氣熱力學過程圖

1.3 主要參數(shù)測量與計算

1.3.1 二次蒸氣蒸發(fā)量 二次蒸氣實際蒸發(fā)量M通過冷凝流量計與冷凝水罐液位變化測得，計算公式：

(1)

式中：

q——冷凝流量計讀數(shù)，m3/s；

ρ——冷凝液的密度，kg/m3；

S——冷凝水罐底面積，m2；

Δh——冷凝水罐液位變化，m；

Δt——測量時間，s。

1.3.2 二次蒸氣放熱量 假設二次蒸氣冷凝放出的熱量全部被原液吸收，并且原液經(jīng)預熱至沸點進入蒸發(fā)器，故二次蒸氣放出的熱量全部用于溶媒蒸發(fā)上[9]，二次蒸氣冷凝過程放出熱量見式(2)。

Q=M(hB-hC)=Mr，

(2)

式中：

Q——二次蒸氣放熱量，kW；

hB——消除過熱后飽和蒸氣比焓，kJ/kg；

hC——二次蒸氣冷凝后的液相比焓，kJ/kg；

r——壓縮后二次蒸氣的汽化潛熱，kJ/kg。

1.3.3 壓縮機功率 將二次蒸氣的壓縮升溫過程視為多變過程，在給定工況的壓縮機多變壓縮功Wpol可以按式(3)進行計算。

(3)

式中：

m——多變指數(shù)；

qv——壓縮機進汽體積流量，m3/s；

PA——壓縮機進汽壓力，kPa；

PS——壓縮機出汽壓力，kPa。

壓縮機電機實際消耗的功率W0通過電機電流計算獲得，計算公式：

(4)

式中：

U——電壓，380 V；

I——電機電流，A；

cosφ——電機功率因數(shù)。

考慮到電機自身效率，以及壓縮機與電機之間通過齒輪或其他傳動方式聯(lián)接以提高轉速，壓縮功與電機實際消耗功率之間的關系：

(5)

式中：

η0——電機效率，%；

ηm——機械效率，%；

ηpol——多變效率，%。

不同的壓縮機結構類型存在差異，傳動方式不同，造成各效率值有所區(qū)別，從而會直接影響系統(tǒng)實際運行效果。

1.3.4 能效比COP 能效比COP為二次蒸氣放熱量與壓縮機電機消耗功率的比值，用以衡量壓縮機對電能的利用效率與系統(tǒng)節(jié)能效果，計算過程為：

(6)

2 蒸氣壓縮機對比

作為MVR系統(tǒng)內(nèi)的核心部件，蒸氣壓縮機在系統(tǒng)中起到至關重要的作用。目前，中國壓縮機還是以進口為主，如泰悉爾(Tuthill)、西門子(Siemens)、琵樂(Piller)等知名品牌[10]，但隨著中國壓縮機研發(fā)、制造技術的日趨成熟，國產(chǎn)蒸氣壓縮機也得到越來越多使用。

MVR壓縮機目前的發(fā)展趨勢主要是離心式壓縮機、 螺桿式壓縮機與旋渦式壓縮機。離心式壓縮機適用于大流量小溫升的工況，此外，離心式壓縮機輸入功率可以大部分轉化為流體功率，效率較高，在高效率區(qū)內(nèi)流體流動平穩(wěn)，應用最為廣泛。但也存在喘振與工質泄漏等弊端，因而常運用于以水為蒸發(fā)介質的工藝中。

容積型壓縮機主要以螺桿式為主，該類型壓縮機壓縮比較高，可實現(xiàn)濕壓縮，常應用于處理高濃度廢水[8]，但長期運轉后螺桿間隙會變大，且維修不便。

旋渦式壓縮機是一種介于離心式與容積式之間的壓縮機[11]，具有較高的氣密性，由于該類型壓縮機借助流體之間的動量交換(撞擊)來傳遞能量，并伴有較大沖擊損失，所以旋渦式壓縮機效率較低。三類壓縮機對比見表1。植物提取液濃縮工藝常選用離心式或旋渦式壓縮機。

表1 不同類型壓縮機比較

3 案例分析

兩家食品制造企業(yè)提取車間進行濃縮工藝節(jié)能改造，采用MVR系統(tǒng)替代原先的外循環(huán)蒸發(fā)器，蒸發(fā)液為某植物提取液，設計蒸發(fā)量均為2.5 t/h。待蒸發(fā)的料液中含有40% VOL的乙醇，需著重考慮壓縮機密封性能，防止乙醇蒸氣泄漏造成危險。

兩套MVR系統(tǒng)都選用同一規(guī)格的降膜式蒸發(fā)器及其他輔助設備，蒸發(fā)器換熱面積均為210 m2。只有壓縮機類型有所區(qū)別，廠家A選用旋渦式壓縮機，單臺裝機功率30 kW，采用4臺并聯(lián)運行以提高蒸發(fā)量；廠家B選用單臺離心式壓縮機，裝機功率110 kW，通過機械密封加蒸氣密封的方式保證氣密性，系統(tǒng)每天大約運行9 h，每月開機25 d。

統(tǒng)計出兩套MVR系統(tǒng)正常運行半年內(nèi)的運行參數(shù)。在實際運行中，壓縮機電流存在波動，且蒸發(fā)量與壓縮電機電流大小相關，運用BIN參數(shù)法計算得出系統(tǒng)累計蒸發(fā)量(∑M)與累計用電量(∑W)，計算公式：

(7)

(8)

式中：

Mi——平均電流對應的蒸發(fā)量，kg/h；

Wi——平均電流下的實際功率，kW；

ti——電流區(qū)間內(nèi)的運行時間，h。

(1) 旋渦式壓縮機運行記錄：通過監(jiān)控平臺對旋渦式壓縮機半年內(nèi)的電流值進行監(jiān)測，發(fā)現(xiàn)4臺壓縮機總電流基本在155～205 A變化，不同電流對應的運行時間不同。已知4臺壓縮機的總額定功率為120 kW，額定電壓為380 V，電機功率因數(shù)為0.89，鑒于電機電流在一定區(qū)間內(nèi)是連續(xù)變化的，將電流155～205 A分成10個區(qū)間，分別統(tǒng)計不同區(qū)間內(nèi)4臺壓縮機的運行時間，同時獲取平均電流對應的實際蒸發(fā)量與實際功率。將參數(shù)代入式(7)和(8)，計算出的∑M與∑W見表2。

在實際運行中，通過COP反映壓縮機對電能的利用情況，其值越大，表明壓縮機對電能的利用率越高。由表2可以看出，當壓縮機功率為118.6 kW時，COP最大，為11.0。隨著壓縮機實際功率不斷減小，COP逐漸降低，壓縮機對電能的利用率下降。

(2) 離心式壓縮機運行記錄：對離心式壓縮機驅動的MVR系統(tǒng)半年內(nèi)的運行參數(shù)進行統(tǒng)計，用同樣的方法計算出的∑M與∑W見表3。

與旋渦式壓縮機相比，在相同的運行時間內(nèi)，離心式壓縮機總蒸發(fā)量明顯上升，而用電量卻略有下降；同時，離心式壓縮機COP也隨實際功率的減小而不斷降低。

4 運行效果對比

兩種類型壓縮機不同電流所對應的蒸發(fā)量與COP曲線見圖3、4。由圖3可知，兩種壓縮機蒸發(fā)量都與電機電流近似呈線性關系；相同的電流下，離心式壓縮機蒸發(fā)量明顯高于旋渦式壓縮機蒸發(fā)量；離心式壓縮電機電流達到179.75 A時，蒸發(fā)量達到2 850 kg/h，而4臺旋渦式壓縮機總電流為202.5 A時，蒸發(fā)量僅為2 280 kg/h；雖然4臺旋渦式壓縮機與1臺離心式壓縮機的設計蒸發(fā)量相同，實際運行情況表明：離心式壓縮機蒸發(fā)量更大，在保證氣密性的前提下，更適用于含乙醇植物提取液的濃縮。

兩套MVR系統(tǒng)，運行半年時間內(nèi)，旋渦式壓縮機共計蒸發(fā)溶媒2 576 213.2 kg，運行時間為1 350 h，計算出平均蒸發(fā)量為1 908.3 kg/h；在相同的運行時間內(nèi)，離心式壓縮機共計蒸發(fā)3 436 151.5 kg，平均蒸發(fā)量為2 545.3 kg/h。與旋渦式壓縮機相比，離心式壓縮機的平均蒸發(fā)量提高了637 kg/h。

表2 旋渦式壓縮機驅動的MVR系統(tǒng)∑M與∑W

表3 離心式壓縮機驅動的MVR系統(tǒng)∑M與∑W

圖3 蒸發(fā)量隨電流的變化

圖4 COP隨電流的變化

由圖4可知，離心式壓縮機對電能的利用效率高于旋渦式壓縮機，離心式蒸氣壓縮機最大COP為15.3，而4臺旋渦式壓縮機總COP最大值為11.0。雖未測定單臺旋渦式壓縮機的COP，但4臺壓縮機并聯(lián)運行，進氣量存在差異、做功大小不一，造成總COP下降。

在運行半年時間內(nèi)，旋渦式壓縮機消耗電能149 729.0 kW·h，單位蒸發(fā)量電耗為0.058 kW·h/kg；離心式壓縮機消耗電能137 558.8 kW·h，單位蒸發(fā)量電耗為0.040 kW·h/kg。與旋渦式壓縮機相比，離心式壓縮機單位蒸發(fā)量電耗下降了0.018 kW·h/kg。

根據(jù)上述運行結果，在相同的設計蒸發(fā)量下，單臺離心式壓縮機的蒸發(fā)量、耗電量、壓縮機COP均明顯優(yōu)于4臺并聯(lián)運行的旋渦式壓縮機。其原因主要是：① 單臺壓縮機運行比4臺壓縮機分散運行更加穩(wěn)定，單臺壓縮機額定功率小于4臺額定功率之和。② 離心式壓縮機運行效率高于旋渦式壓縮機，對電能的利用更加充分。③ 旋渦式壓縮機內(nèi)部流體沖擊損失較大，并聯(lián)運行，管路阻力損失增加。

5 結論

① 兩種壓縮機蒸發(fā)量都與電機電流近似成線性關系。② COP均隨著實際功率的減小而降低。③ 在相同的設計蒸發(fā)量下，離心式壓縮機平均蒸發(fā)量為2 545.3 kg/h，最大COP為15.3，單位蒸發(fā)量電耗為0.040 kW·h/kg；而旋渦壓縮機的平均蒸發(fā)量為1 908.3 kg/h，最大COP為11.0，單位蒸發(fā)量電耗為0.058 kW·h/kg。④ 在保證氣密性的前提下，離心式壓縮機比旋渦式壓縮機更適用于含乙醇植物提取液的濃縮，節(jié)能效果更佳。

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Operation efficiency comparison of MVR systems driven by centrifugal and vortex compressor

TANGTian-jun1LIUCheng-gang1LIWei-hua2

(1.SuzhouUniversityofScienceandTechnology,Suzhou,Jiangsu215009,China;2.HebeiLeHengChemicalEquipmentManufacturingCo.Ltd,Langfang,Hebei065000,China)

Theoretically analyzes the operating principle of MVR system for plant extract concentration, and compares the characteristics of different types of compressors. Combined with an example, the operation efficiencies of two MVR systems driven by centrifugal and vortex compressor are researched. The total amount of evaporation and electricity consumption between the two systems are calculated through a statistical method in a half year running time. The results show that under the same design evaporation rate, the average amount of evaporation rate is 2 545.3 kg/h for centrifugal compressor, which is 1 908.3 kg/h for vortex compressor. The largest coefficient of performance (COP) is 15.3 for centrifugal compressor and 11.0 for vortex compressor. The specific electricity consumptions for evaporating are 0.040 kW·h/kg and 0.058 kW·h/kg for the two types of compressors. It can be proved that under the premise of ensuring air tightness, the centrifugal compressor is more suitable for concentrating alcohol distilled plant extract than the vortex compressor, and has a better energy saving effect in concentr-ation process.

concentration; centrifugal compressor; vortex compres-sor; comparison; energy saving

鎮(zhèn)江市經(jīng)信類專項資金扶持項目節(jié)能與循環(huán)經(jīng)濟項目(編號：鎮(zhèn)經(jīng)信[2015]103號)

湯添鈞，男，蘇州科技大學在讀碩士研究生。

劉成剛(1958—)，男，蘇州科技大學教授。

E-mail: cliu1977@163.com

2016—08—09

10.13652/j.issn.1003-5788.2016.10.022