真空制盐蒸发结晶器的设计与实践Word文档格式.docx
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所以要获得较大粒径的晶体较难。
而溶液的过饱和度ΔC是结晶成长的推动力，是关键因素，其关系式如下：
ΔC=C2－C1（g/L）………
（1）
式中：
ΔC——溶液的过饱和度（g/L）；
C1——溶液在同一温度下的平衡饱和浓度（g/L）；
C2——溶液的实际过饱和浓度（g/L）。
要使结晶成长，必须使溶液达到过饱和，并控制在介稳区内，溶液的过饱和度完全用于晶种成长而消失。
在实际的运行过程中溶液的实际过饱和度远比其最大的过饱和浓度低。
有资料讲：
最大允许过饱和度又取决于系统的性质通常为0.5~5g/L，一般情况下溶液的实际过饱和浓度ΔC值宜控制在1.50g/L左右，为最大过饱和浓度ΔCmax的10~30%
氯化钠的饱和溶解度
温度
10
20
30
40
60
80
100
饱和溶解度g/100g水
35.7
35.8
36.0
36.3
36.6
37.3
38.4
39.8
%
26.3
26.36
26.47
26.63
26.79
27.17
27.75
28.47
氯化钠的沸点升高
%浓度
101
102
103
104
105
107
沸点
6.19
11.03
14.67
17.69
20.32
25.09
氯化钠饱和水溶液的密度
50
70
90
密度kg/L溶液
1.209
1.204
1.200
1.196
1.191
1.187
1.183
1.178
1.175
1.170
硫酸钠的饱和溶解度
4.8
9.0
19.4
40.8
48.8
45.3
43.7
42.5
4.58
8.26
16.25
28.98
32.8
31.18
30.41
29.84
硫酸镁的饱和溶解度
30.9
35.5
45.5
55.1
64.2
74
23.6
26.2
31.27
35.53
39.1
42.53
3.2NaCl晶核——晶体的成长
根据化工单元操作普遍扩散理论分析，晶体成长与以下几个因素密切相关。
3.2.1晶体成长的推动力是溶液的过饱和浓度差和传质速度。
过饱和溶液中溶质扩散到晶核附近的相对静止液层并穿过相对静止溶液层到达晶体表面结晶生长在其表面上，使其晶体长大，并放出结晶热，热量再依靠扩散传递到溶液中去。
如图3所示。
溶液的过饱和度亦可用下式求得：
过饱和度=产盐量（g/h）/循环量（L/h）………（g/L）
（2）
1.5=1000000/循环量，循环量=666667L/h，（即当产盐量为1t/h，时需666.7m3/h的循环量）
3.2.2溶液的温度：
在相同的时间和相同的溶液过饱和浓度差条件下，溶液的温度越高，溶液的粘度越小，溶质的扩散速度越快，晶体的成长速度也快。
因此，溶液温度高时容易得到粒径较大的产品，如图4。
3.2.3溶液中的杂质浓度及悬浮物的变化：
在相同的温度条件下，溶液中杂质含量及悬浮物增加，则溶液浓度增高。
溶液粘度上升，溶液的扩散速度下降，晶体的成长速度也减小。
3.2.4晶体在蒸发结晶器内停留时间：
根据溶液中NaCl的成核速率与产品排出速率基本一致,NaCl晶体的成长速率和产品粒径的要求，从而确定晶体在蒸发结晶器内的停留时间。
据资料介绍，产品平均粒径~0.4mm时其停留时间应在1小时以上。
晶体生长速率公式如下（按球形计）：
Ra=（6α/β）ρV（kg/m2·
s）…………（3）
式中：
Ra——晶体生长速率（kg/m2·
s）；
α——晶体容积系数，按球形计α=1/6；
R——表面积换算系数，按球形计：
β=π；
ρ——晶体密度（kg/m3）；
V——晶体平均成长系数（m/s）。
3.2.5循环溶液流量：
当加热蒸汽量一定时循环溶液流量和溶液的过饱和度成反比的函数关系，而循环流量又确定了蒸发结晶器各部位的流速大小，速度大又引起晶体之间、晶体与器壁之间的碰撞加剧，致使晶体破碎成二次晶核的可能性增大，对产品粒径影响也很大，因此要有适当的流量。
3.2.6盐浆浓度：
指参加循环料液中的晶体浓度，又叫固液比，在其它条件一定的前提下，盐浆浓度高则蒸发结晶器内晶体的保有量多。
晶体停留时间增长有利于料液过饱和度的消除和晶体成长。
但盐浆浓度过高，晶体之间、晶体与器壁之间碰撞机率增多，晶体被破碎成二次晶核的机率也多，对晶体成长也不利，所以应控制适当的晶体浓度才行，一般的固液比控制在20%左右为宜。
根据以上数据，氯化钠蒸发结晶的终点应设计为60度、43%（此时溶液含氯化钠固体量21.74%，不适合离心机的分离，需增加增稠槽。
）
根据以上数据，氯化钠蒸发结晶的终点应设计为90度、40%（此时溶液含氯化钠固体量23.134%，不适合离心机的分离，需增加增稠槽。
4现代蒸发结晶器的设计与实践
设计是科研实验和生产实践的桥梁和纽带。
工程设计不能是简单地照抄照搬前人原有的图纸、资料和成果，盲目、机械的加以缩小或放大。
设计要结合国情，是一项切合实际的创新性劳动。
创新是设计的灵魂与推动力。
要创新必须迎接风险和挑战，必须实事求是，善于总结前人的经验、有所发现、有所改进、有所提高，设计才能做到技术先进、经济合理、安全适用、达到资源合理利用、清洁生产、节能降耗、提高经济效益之目的。
我国制盐行业目前普遍采用的蒸发结晶器型型如图1所示的四种为主。
它们主要由蒸发室、加热室、上下循环管、循环泵及盐脚组成一个功能完善的罐型整体。
要求结构合理、符合流体力学原理，做到系统阻力小，动力消耗省，传热效率高，蒸发强度大，汽液分离效果好，能满足盐晶成长所需的条件和环境，产出合格的产品。
根据系统物料平衡和热量平衡计算结果及相关经验数据来确定蒸发结晶器各组成部分的相关尺寸和参数。
现分述于下。
4.1蒸发室直径及分离室空间高度
蒸发室相关尺寸设计应满足下述三点：
一是能有效地减少和消除料液过饱和度，使晶体有一个良好的成长条件和环境。
二是减少料液的短路温度损失，有利于闪发和汽液分离，尽量减少液沫带出。
三是尽量使蒸发室内表面平整光洁，防止结盐垢成块成疤，确保生产正常连续运行。
4.1.1蒸发体积强度法——即每一秒钟从每一立方米蒸发空间排出的二次蒸汽体积，当分离空间高度确定时，其蒸发室直径按下式计算。
D=√W/V·
π·
H（m）………………（4）
D——蒸发室直径（m）；
W——二次蒸汽体积流量（m3/s）；
V一一允许蒸发体积强度1.1~1.5m3/m3·
s（有学者建议取0.8~1.3m3/m3·
s）；
H——汽液分离空间高度1.8~2.5m（另有建议2.5~3.0m）；
π——圆周率。
4.1.2质量速度法——单位时间内单位蒸发表面积允许蒸发水量计算出蒸发室直径D
D=√4W/π·
V（m）………………（5）
W——蒸发室蒸发水分量（kg/h）；
V——允许质量速度2500~800kg/m2·
h。
末效取下限；
π——圆周率。
4.1.3近似比例法——将蒸发室分离空间看作汽液分离器，分离器直径D按下式计算。
D=√U负荷/0.541Rd=√U负荷/0.54×
0.44=6.47√U负荷（m）……（6）
U负荷=W秒√r汽/r液-r汽（m3/s）；
W秒——二次蒸汽体积（m3/s）；
R汽——二次蒸汽重度（kg/m3）；
r液——料液重度（kg/m）；
Rd——实际汽体速度与基础速度之比值（一般取0.44，若设有捕沫器可取1.15）。
4.1.4二次蒸汽断面流速法——通过蒸发室的二次蒸汽流速（即空塔速度）设计规范确定为4~7m/s，笔者认为在多效蒸发时末效二次蒸汽速度宜控制在4m/s左右，其直径D按下式计算：
D=√4GV/πW（m）………………（7）
G——二次蒸汽量（kg/h）；
V——二次蒸汽比容（m3/kg）；
W——二次蒸汽流速（m/s）；
4.1.5二次蒸汽分离空间高度——指蒸发室液面上汽液分离段的有效高度。
料液经加热进入蒸发室沸腾，汽泡不断产生，穿过料液层到达液面汽泡破裂，逸出二次蒸汽时所带出的液滴和液沫，绝大部分能沉降回落的有效高度。
文献资料上大多采用2.0~3.0。
我国现生产的蒸发结晶器蒸发室有效分离空间高度（在没有捕沫设施的情况下）大多在3m以上。
尚有进一步增高的趋势。
4.1.6二次蒸汽管径——二次蒸汽比容随压力而变化，为了减小二次蒸汽管道压力和温度损失，目前设计中二次蒸汽管内流速大多控制在10~40m/s进行计算。
4.2加热室面积、加热管直径、长度的确定
4.2.1加热面积的确定：
根据物料平衡和热量平衡计算结果及选用的参数，按下式计算：
F=Q/K·
Δt（m2）·
·
（8）
F——加热面积（m2）；
Q——单位时间内传热量（kcal/h）；
K——总括传热系数（kcal/m2·
h·
℃）；
Δt——传热有效温度差（℃）。
4.2.2加热管直径与长度的确定
在一定的热负荷条件下，确定了加热面积，这就基本确定了进出加热室料液温度升高Δtc和料液的过饱和浓度Δc。
根据Δtc与直控d、长度L和管内料液流速W之间的关系，我们可用下式计算。
Q=K·
F·
Δt=k·
n·
d·
L·
Δt（kcal/h）·
（9）
Q=π/4·
d2·
w·
rc·
Δtc·
3600（kcal/h）·
（10）
将（9）代入（10）化简得：
Δtc=K·
Δt·
L/900·
r·
d（℃）………（11）
Q——传热量（kca/h）；
K——总括传热系数（kcal/m2·
Δt——传热有效温度差（℃）；
Δtc一一进出加热室料液温度升高（℃）；
d——加热管计算管径（m）；
L——加热管有效换热长度（m）；
W——加热管内料液流速（m/s）；
R——循环料液重度（kg/m3）;
C——料液比热（kcal/kg·
n——加热管根数；
上式说明当热负荷和加热面积确定后，Δtc与L成正比，与d和W成反比。
Δtc是设计时必须予以重视的一个重要参数。
因为Δtc与料液的过饱和度，晶体的成长速度及盐产品的产量和质量密切相关。
一般应先确定Δtc值的情况下再决定加热管直径d、长度L及料液在加热管内流速W。
根据文献资料和实践经验，Δtc大多在3℃左右,最高达5℃以上，管径d外大多在￠32~￠45mm，管长L大多在5000~7000mm，最长达12000m以上，加热管内料液流速一般在1.2~2.5m/s范围内选取，大多控制在1.8m/s左右。
结晶效的数据。
4.2.3加热管根数的确定
当加热面积确定之后按下式计算
n=F/π·
L（12）
n——换热管根数；
F——加热面积（m2）；
d——加热管计箕直径（m）；
L一一加热管有效换热长度（m）；
π——圆周率。
上式关键在于加热管计算直径的选取。
我国对于列管式换热器计算的有关标准规范规定，加热管计算直径取外径。
我国制盐行业传统习惯采用加热管内径与外径的平均值——中径作为计算直径。
根据笔者的设计实践与资料介绍，因为总括传热系数K值直接受管外蒸汽冷的给热系数a1和管内料液对流给热系数α2所左右。
当α1<
α2时计算直径取外径。
仪α1=α2时计算直径取中径。
α1>
α2时，计算直径取内径。
在我们的制盐加热室中，管外蒸汽侧的α1远远高于管内料液侧的α2，起码α1是α2的2~3倍。
所以笔者认为在计算用于制盐的加热室加热管根数时应取加热管内径作为计算直径为宜。
4.2.4加热室筒体直径的确定
在加热管直径和根数确定之后，制盐用加热室内加热管多用等边三角形方式排列，其筒体直径可用以下经验公式计算：
D=1.15Pt√N（m）………………（13）
D——加热室筒体直径m；
Pt——管间距mm。
N——加热管根数。
管间距——加热管与加热管的中心距离，采用胀管法Pt=1.3~1.5d外。
我国制盐行业在较长时期内，一套多效装的加热室均采用相同的管间距，这样各效加热室直径也均相等。
笔者认为这是欠妥的，从首效到末效进人加热室的蒸汽比容相差很大，为降低压力及温度损失有利于传热，应依据蒸汽比容的不同，也应采用不同的管间距。
在较高真空度的状态下末效的管间距应进一步扩大。
所以Pt=1.3~1.8d外来选取为好。
4.2.5加热室蒸汽进口的设置
为了防止高速蒸汽流对加热管的冲刷而引起侵蚀和振动，应在蒸汽进口处设防冲挡板或导流器。
设防冲挡板时，防冲挡板与筒体内侧的距离h应大于加热蒸汽进口管内径的0.25d，挡板直径D大于进口管直径d，其蒸汽通道切面积，必须大于蒸汽管进口横切面积。
如图5a所示。
设导流器，是一种较为理想的蒸汽进口防冲结构，也是制盐行业用得较多的一种。
它将流速较高的蒸汽送入夹套的环型槽内进行再分配，其环型通道宽度h与蒸汽进口管直径d的关系是h≥0.3d，如图5b所示。
4.2.6加热室内加折流板
我国制盐行业早期在加热室内大多没有加折流板，到80年代因材质的改进，耐蚀性能提高，更换加热管的周期延长和引进国外制盐技术装备开始，我国自己设计的加热室内开始装设折流板，以强化传热过程。
大多采用圆块型折流板，其圆缺率基本按统一的0.25D进行设计。
折流板间距采用上宽下窄方式，最大处亦应小于加热室直径。
笔者认为，蒸汽冷凝型若设折流板，其圆缺率应扩大至0.45D左右，不应当是统一的，应该是上大下小。
因为加热蒸汽进人加热室逐步冷凝放热，蒸汽体积流量逐步减少之故。
而折流板的间距也是同样原因，应该是上高下矮。
另外，笔者很赞同在好些文献资料上讲的：
在换热器壳层空间为蒸汽冷凝时折流板对其给热系数α1的大小几乎没有影响，所以不需装设折流板。
但为了增加管束的刚度和防止管子振动和冷凝液的排除而装设折流板者是例外。
4.3循环管直径的确定
上下循环管直径通常都是按经验数据作为计算依据。
外热式强制循环蒸发结晶器下循环管切面积与加热管总切面积之比，一般文献资料为0.8~1.1。
上循环管切面积与下循环管相同，或者上循环管直径为蒸发室直径的0.2~0.3倍。
经长期实践，为了降低料液在循环管中流动阻力，降低循环泵扬程宜将循环管直径加大。
从目前设计情况看循环管切面积与加热管总切面积之比控制在1.0~1.5之间。
近期有进一步扩大的趋势，而上下循环管直径趋于一致。
而加热室上锥体与上循环管连接的弯头，传统是采用等径弯头。
笔者将其改为渐缩式弯头，实践证明效果良好。
4.4加热室上花板至燕发室液面的距离
为了防止料液经加热在加热管内沸腾造成管壁结垢而降低总括传热系数，甚至发生堵实心管而影响生产正常运行，所以在上花板以上必须保持足够的液柱高度。
这个液柱高度大致可用下式计算。
H=（P1－P2）/r（m）………………（14）
H——液柱高度（m）；
P1——料液出加热管口的温度减去料液沸点升后对应温度下饱和蒸汽压力（at）；
P2——蒸发室二次蒸汽压力（at）；
r——为汽液固三相流的平均重度（kg/m3）.
4.5循环泵
循环泵是外热式强制循环蒸发结晶器的重要组成部分。
其性能的优劣直接影响装置的能耗、产品粒度、生产强度、运行周期及运行费用。
从设计到生产不仅要求泵的流量、扬程，能满足装置所需，更要求泵的效率高，操作、维修方便、安全、运行时间长，对晶体的破碎率少。
制盐用循环泵属于大流量、低扬程、高比转速的轴流泵。
泵的流量、扬程、功率分别和转速的一次方、二次方、三次方与泵叶直径的三次方、二次方、五次方成正比关系。
而比转速又是确定泵叶形状及性能参数特性和汽蚀性能的主要参数。
当前泵的转速常按汽蚀比转速公式计算。
C=5.62n√Q/NPSH3/4（15）
Q一一泵的最佳工况流量（m3/s）；
N——泵的规定转速（r/min）；
NPSH——设计或最佳工况时必须汽蚀余量（m）；
C——汽蚀比转速。
当泵的几何相似，运动相似时则Q=K2·
D3，NPSH=k1n2·
D2，将Q与NPSH代人（15）式，整理得n·
D=常数。
对于几何相似，运动相似的泵，n·
D值相等，则汽蚀相似。
目前国内轴流泵模型D=0.3m，n=1450r/min，n·
D=435。
模型泵可在此值下运行可以无汽蚀。
因而把n·
D=435（国外较先进的大型轴流泵的n·
D值为200）作为一项准则，来选择泵。
不论泵的直径多大其n·
D值应当小于435。
此值越小，泵越不容易发生汽蚀。
所以当流量一定时，宜选用泵叶直径较大、转速较低的泵。
几何相似告诉我们，泵的流量和转速的一次方、泵叶直径的三次方成正比，因流速降低从而减小了水力损失，可以提高泵的效率，效果是非常明显的。
4.6装料容积
指蒸发结晶器循环系统间的所有料液容积。
这是完成料液蒸发，使溶质NaCl达到过饱和析出晶核，并使晶体成长为所需产品粒度的地方。
为确保其所需的环境和条件，其容积应满足料液每一次循环流经循环系统的时间，应大于30秒为宜。
4.7盐脚直径与长度
盐脚是成品NaCl晶体沉降增稠储存中转的容器。
外排盐浆量控制着循环料液中的固液比，确保蒸发结晶器正常运行。
为了提高产品质量，降低汽耗，可加淘洗卤水对外排盐浆进行淘洗降温回溶晶体表面的可溶性杂质，浮选淘洗除去细小的盐晶和其它细小的固体微粒，起到降低排出盐浆温度，提高产品质量，降低汽耗的作用。
盐脚直径：
根据科学试验和生产实践验证，按盐脚单位横切面积单位时间内沉降盐浆晶体量来确定，一般控制在14～20t/m2h。
若加淘洗卤水其上升流速视盐晶粒度与盐浆固液比而定。
据文献资料介绍一般在1～10mm/s之间选用。
盐脚长度，根据国内外生产装置的实践经验大多控制在5ｍ左右。
也有控制在3m左右的。
这些应视规模、工艺流程等条件而因地置宜选用才能取得良好效果。
4.8材质选择
4.8.1选用蒸发室及上下循环管和加热室上下锥体的材质，应从具体条件出发，选择表面光洁、加工、维修较易，耐蚀、耐磨、耐冲刷性能好的材料。
上世纪80～90年代应用于生产的有B３０铜镍合金复合板、超低碳不锈钢（316L）复合板、双相不锈钢（18－5）复合板、钛及钛合金复合板。
经实践证明均是可行的。
但超低碳不锈钢（316L）在浓Ｃｌ－存在的条件下易受pH值及硫化物等的影响而发生均匀点蚀、孔蚀、穿晶，甚至穿晶断裂，影响使用寿命。
所以要充分注意使用环境条件，调整罐内料液pH值、除去硫化物（包括有机硫化物）等措施，从目前环境、条件，就耐蚀、耐磨、耐用、加工制造及经济合理综合考虑，以选用耐蚀性能优于（316L）的钛及钛合金或双相不锈钢（2205）复合板为宜。
不管选用何种材质.对其所有与料液接触的器壁表面及焊缝必须进行打磨抛光、酸洗、钝化处理。
使其表面形成光滑、致密的钝化膜以防止腐蚀和诱发晶核的附着，进而形成结晶堆积成盐块之目的。
4.8.2加热室加热管、管板及筒体
加热室是蒸发结晶器的心脏，选取更应仔细认真地加以比较确定。
上世纪80、90年代常用的有普通无缝碳钢管低合金（E2）钢管、紫铜管、B３０铜镍合金管、钛合金及纯钛管。
并匹配相应的管板或复合管板。
筒体采用碳钢板或不锈钢复合板加工制作。
目前从经济合理考虑，加热管宜选用钛合金及纯钛管。
因为它具有表面光洁粗糙度低与水无亲合力，传热性能好，耐蚀、蚀磨、耐冲刷能力强，比重轻、管壁薄，使用寿命长等特点。
管板配用相应的复合板。
加热室筒体宜选用不锈钢或双相不锈钢复合板加工制作。
5结束语
蒸发结晶器是真空制盐生产装置的关键设备，历来是设计和生产单位十分关注的
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