智敏杰 陳亮

摘 ?????要： 利用Aspen plus軟件模擬了含硝酸鈉工業(yè)廢水的蒸發(fā)濃縮過程，從生蒸汽消耗量、單位蒸汽蒸發(fā)水分量、蒸發(fā)器出口溫度、濃縮液濃度等方面分析對比了三效并流、三效逆流和三效錯流蒸發(fā)等工藝的適用性。研究發(fā)現(xiàn)，采用三效錯流蒸發(fā)工藝更有利于下游回收硝酸鈉的結(jié)晶工藝操作。

關(guān) ?鍵 ?詞：工業(yè)廢水； 多效蒸發(fā)； 硝酸鈉； 仿真分析

中圖分類號：TQ028.6+1?????文獻(xiàn)標(biāo)識碼： A ????文章編號： 1004-0935（2024）05-0771-05

硝酸鈉固體產(chǎn)品有氧化性，與有機物摩擦或撞擊可能引起燃燒或爆炸，具有一定的危害性^[1]。但是，硝酸鈉的工業(yè)用途廣泛^[2]，比如在搪瓷工業(yè)可用作助熔劑、氧化劑；在食品工業(yè)可用作肉類加工的發(fā)色劑，以防止肉類變質(zhì)，并能起調(diào)味作用；在醫(yī)藥工業(yè)可用作青霉素的培養(yǎng)基。除此之外，硝酸鈉在玻璃工業(yè)、化肥工業(yè)等領(lǐng)域都有廣泛應(yīng)用^[3]。

催化劑制備廠等化工企業(yè)在生產(chǎn)過程中會產(chǎn)生大量的含硝酸鈉廢水，如果直接排放這些工業(yè)廢水，不僅給當(dāng)?shù)丨h(huán)境帶來巨大壓力，而且干燥后的硝酸鈉可能引起燃燒或爆炸，危害人民的生命和財產(chǎn)安全。因此，對于含硝酸鈉的工業(yè)廢水，需要進行合理的處理以降低對環(huán)境的危害。通過廢水處理回收得到的硝酸鈉固體產(chǎn)品一方面可以作為工廠的副產(chǎn)品，增加工廠收益，另一方面蒸發(fā)出來的蒸汽凝液可以回收利用，減少了水資源的浪費^[4]。李永麗^[5]分析了硝酸鈉的生產(chǎn)工藝，明確了工業(yè)生產(chǎn)中含硝酸鈉廢水的產(chǎn)生原因，并給出了改善生產(chǎn)工藝的意見和建議。李興田^[6]研究了硝酸鈉溶液質(zhì)量濃度、膜面流速、操作壓力等工藝條件對廢水中硝酸鈉分離效果的影響。張成凱等^[7]研究了雙極膜技術(shù)在硝酸鈉廢水處理中的應(yīng)用。張治磊等^[8]探討了均相膜電滲析技術(shù)在硝酸鈉廢水處理中的應(yīng)用現(xiàn)狀，并分析了設(shè)備運行時間、清洗效果等對硝酸鈉廢水處理結(jié)果的影響。裴旭東等^[9]根據(jù)硫酸鈉、氯化鈉和硝酸鈉溶解度曲線，研究了煤化工廢水中硫酸鈉-氯化鈉-硝酸鈉分離工藝，討論了一次蒸發(fā)率、冷凍溫度、二次蒸發(fā)率等參數(shù)對分離效果的影響。

本文針對某化工廠排放的含硝酸鈉工業(yè)廢水，利用Aspen plus軟件模擬了含硝酸鈉工業(yè)廢水的蒸發(fā)濃縮過程，從生蒸汽消耗量、單位蒸汽蒸發(fā)水分量、蒸發(fā)器出口溫度、濃縮液濃度等方面分析對比了三效并流、逆流和錯流蒸發(fā)等三種蒸發(fā)濃縮工藝的適用性，并提出了最優(yōu)的工藝設(shè)計方案。

1 ?設(shè)計基礎(chǔ)及工藝分析

某化工廠的工業(yè)廢水的組成為：含水質(zhì)量分?jǐn)?shù)94.93%，含硝酸鈉質(zhì)量分?jǐn)?shù)5%，其余是微量的雜質(zhì)。液體溫度為30?℃，密度為1?060?kg/h，流量為29.4?t/h。由于該化工廠中富產(chǎn)低壓蒸汽，因此工廠為回收硝酸鈉的工藝提供的蒸汽規(guī)格為0.45?MPaG飽和蒸汽。

在確定硝酸鈉的回收工藝前，需要先分析硝酸鈉的熱力學(xué)性質(zhì)。工業(yè)廢水中主要成分為水和硝酸鈉，根據(jù)硝酸鈉的溶解度數(shù)據(jù)^[10]可知，每100?g水中能溶解的硝酸鈉的質(zhì)量（g）隨溫度的變化如圖1所示。

由圖1可以看出，硝酸鈉在水溶液中的溶解度比較大，在20?℃時，100?g水中約溶解87.6?g硝酸鈉。此外，硝酸鈉在水溶液中的溶解度隨溫度變化顯著，隨著溫度的升高，硝酸鈉的溶解度急劇增大。因此對于該物系理論上可以選擇冷卻結(jié)晶工藝，降低溫度使硝酸鈉晶體析出，從而得到硝酸鈉產(chǎn)品。某化工廠工業(yè)廢水中硝酸鈉的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%，即溶解度C=5.26?g/100?g水。由0?℃時硝酸鈉在水溶液中的飽和溶解度C=72.7g/100?g水可知，工業(yè)廢水中硝酸鈉的濃度遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于0?℃時硝酸鈉的飽和濃度。因此，對于該化工廠的工業(yè)廢水，直接采用冷卻結(jié)晶的工藝并不能回收廢水中的硝酸鈉。為了得到硝酸鈉產(chǎn)品，需要先對工業(yè)廢水進行蒸發(fā)，濃縮硝酸鈉的水溶液，當(dāng)硝酸鈉的水溶液濃度濃縮到一定值后再進行結(jié)晶，從而獲得硝酸鈉產(chǎn)品。

2 ?蒸發(fā)濃縮工藝

工業(yè)廢水的蒸發(fā)濃縮過程為，采用蒸汽加熱硝酸鈉水溶液，使其中過量的水分蒸發(fā)出去，從而使硝酸鈉溶液得到濃縮。在蒸發(fā)工藝中，采用多效蒸發(fā)能夠減少生蒸汽的消耗量，但并非效數(shù)越多越好，其效數(shù)受技術(shù)與經(jīng)濟的限制。根據(jù)經(jīng)驗，一般電解質(zhì)溶液，其沸點升高較快，可取2～3效；一般非電解質(zhì)溶液，其沸點升高較慢，可取4～6效^[11]。硝酸鈉溶液屬于電解質(zhì)溶液，因此本論文選擇三效蒸發(fā)。蒸發(fā)濃縮工藝可以采用三效并流蒸發(fā)，還可以采用三效逆流蒸發(fā)及錯流蒸發(fā)。不同的蒸發(fā)濃縮工藝，所需要消耗的生蒸汽量及設(shè)備投資差異較大。為了得到最優(yōu)的工藝方案，下面通過aspen plus模擬軟件對三種不同的工藝方案進行分析對比，從而確定適合該項目的工藝方案。

在Aspen plus模擬過程中發(fā)現(xiàn)，蒸發(fā)器的溫度及壓力變化對蒸發(fā)器的氣化率的影響差異較大。因此在用Aspen plus模擬工藝方案前，首先對蒸發(fā)過程的操作變量對蒸發(fā)器的氣化率的影響進行模擬分析。通過固定蒸發(fā)器入口流體溫度，改變蒸發(fā)器的設(shè)定壓力，得到不同溫度下，蒸發(fā)器的氣化率隨蒸發(fā)器設(shè)定壓力的變化曲線（見圖2）。通過固定蒸發(fā)器的設(shè)定壓力，改變蒸發(fā)器入口流體的溫度，得到不同設(shè)定壓力下，蒸發(fā)器的氣化率隨入口流體溫度的變化曲線，結(jié)果如圖3所示。

由圖2可以看出，在70～140?℃的溫度范圍內(nèi)，隨蒸發(fā)器設(shè)定壓力的降低，蒸發(fā)器的氣化率變化比較平緩。由圖3可以看出，在-0.09～0?MPaG的壓力范圍內(nèi)，隨蒸發(fā)器入口流體溫度的增加，蒸發(fā)器的氣化率變化顯著。因此蒸發(fā)過程中入口流體溫度對氣化率的影響要大于蒸發(fā)壓力對氣化率的影響。此外，蒸發(fā)器設(shè)定壓力（真空度）受設(shè)備條件的限制比較大，當(dāng)真空度達(dá)到一定程度后再提高真空度，需要投入的設(shè)備成本及操作費用就會大大增加。因此，蒸發(fā)器設(shè)定壓力的調(diào)節(jié)就比較受限制。所以，在蒸發(fā)過程中可以主要調(diào)節(jié)入口流體溫度，并結(jié)合調(diào)整蒸發(fā)器設(shè)定壓力來控制蒸發(fā)濃縮過程。

2.1 ?三效并流蒸發(fā)工藝

三效并流蒸發(fā)工藝的原料液流向與蒸汽流向相同，為并流。其工作原理是，原料液在一效加熱室E001內(nèi)與生蒸汽換熱，蒸發(fā)產(chǎn)生的濃縮液和二次蒸汽進入一效分離室V001進行氣液分離，分離后的濃縮液在二效加熱室E002內(nèi)與一效產(chǎn)生的二次蒸汽換熱，濃縮液被進一步濃縮。在二效濃縮后的濃縮液在三效加熱室E003內(nèi)與二效產(chǎn)生的二次蒸汽換熱濃縮，濃縮后的硝酸鈉溶液被輸送到下游工藝。三效并流蒸發(fā)工藝后一級的壓力低于前一級，不需要輸送泵，流體就能從前一級蒸發(fā)器流入后一級蒸發(fā)器。因此，設(shè)備投資少及設(shè)備布置簡單。通過Aspen plus模擬軟件建立三效并流蒸發(fā)工藝流程，如圖4所示。

該項目中可以利用的蒸汽為0.45?MPaG的飽和蒸汽，因此E001換熱器的出口溫度受到限制。因為蒸發(fā)器之間的流體是靠壓力差流動，為了保障流體能夠順利流動，在設(shè)計過程中一般選取蒸發(fā)器之間的壓力差為0.045?MPa左右。因此，為了保障最大的蒸發(fā)率，調(diào)整一效加熱室E001的生蒸汽流量，使E001出口溫度約為150?℃，一效分離室V001的壓力為

0?MPaG，二效分離室V002的壓力為-0.045?MPaG，三效分離室V003的壓力為-0.09?MPaG。通過aspen plus模擬可知，經(jīng)三效并流蒸發(fā)濃縮后的硝酸鈉溶液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為7.8%，流量為18.83?t/h，溫度為48.6?℃，需要消耗的生蒸汽量為6.0?t/h。采用0.45?MPaG的飽和蒸汽，三效并流蒸發(fā)只能把硝酸鈉溶液質(zhì)量分?jǐn)?shù)濃縮到7.8%。由硝酸鈉的溶解度數(shù)據(jù)可知，0?℃時硝酸鈉在水溶液中的飽和溶解度為42.1%（質(zhì)量分?jǐn)?shù)），濃縮后的硝酸鈉的濃度遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于0?℃時硝酸鈉的飽和濃度，因此對于該項目三效并流蒸發(fā)不適用。

2.2 ?三效逆流蒸發(fā)工藝

三效逆流蒸發(fā)工藝流程，蒸汽的流向與原料液的流向相反。原料液經(jīng)預(yù)熱器E011預(yù)熱后進入一效加熱室E001，在E001內(nèi)與二效分離室產(chǎn)生的二次蒸汽進行換熱，蒸發(fā)產(chǎn)生的濃縮液和二次蒸汽進入一效分離室V001進行氣液分離，分離后的濃縮液在二效加熱室E002內(nèi)與三效產(chǎn)生的二次蒸汽換熱，蒸發(fā)產(chǎn)生的濃縮液和二次蒸汽進入二效分離室V002進行氣液分離，分離后的濃縮液在三效加熱室E003內(nèi)與生蒸汽換熱，蒸發(fā)產(chǎn)生的濃縮液和二次蒸汽進入三效分離室V003進行氣液分離，濃縮后的硝酸鈉溶液被輸送到下游工藝。為了提高濃縮液的濃縮濃度，三效逆流蒸發(fā)工藝帶有強制循環(huán)。因為壓力隨物料流向而增大，為了使物料順利流通及循環(huán)，必須增加泵為物流的流動提供動力。因此三效逆流蒸發(fā)設(shè)備數(shù)量較多，布置比較復(fù)雜。用Aspen plus模擬了帶有強制循環(huán)的三效蒸發(fā)過程，工藝流程如圖5所示。

三效分離室V003的設(shè)定壓力直接影響二次蒸汽的溫度，進而影響二效的蒸發(fā)效率。為了合理地利用熱量，三效分離室V003的設(shè)定壓力應(yīng)盡量低，但產(chǎn)生的二次蒸汽的溫度應(yīng)高于二效所需的溫度。在模擬過程中，設(shè)定一效分離室V001的壓力為-0.09?MPaG，二效分離室V002的壓力為-0.045?MPaG，三效分離室V003的壓力為0.13?MPaG。通過Aspen模擬可知，經(jīng)三效逆流蒸發(fā)濃縮后的硝酸鈉溶液的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為49.3%，質(zhì)量流量為2.98?t/h，溫度為131.4?℃，需要消耗的生蒸汽量為13.5?t/h。

2.3 ?三效錯流蒸發(fā)工藝

三效錯流蒸發(fā)工藝為并流蒸發(fā)與逆流蒸發(fā)工藝相結(jié)合的工藝。其工藝流程為，原料液經(jīng)E005及E006預(yù)熱后進入一效加熱室E001，在E001內(nèi)與二效分離室產(chǎn)生的二次蒸汽進行換熱，蒸發(fā)產(chǎn)生的濃縮液和二次蒸汽進入一效分離室V001進行氣液分離，分離后的濃縮液在二效加熱室E002內(nèi)與生蒸汽換熱，蒸發(fā)產(chǎn)生的濃縮液和二次蒸汽進入二效分離室V002進行氣液分離，分離后的濃縮液直接進入三效分離室V003，三效分離室循環(huán)的液體與二效產(chǎn)生的二次蒸汽在三效加熱室E003內(nèi)換熱，蒸發(fā)產(chǎn)生的濃縮液進入三效分離室V003分離。為了提高濃縮液的濃縮濃度，三效逆流蒸發(fā)工藝也帶有強制循環(huán)。用Aspen plus 模擬了三效錯流蒸發(fā)過程，其工藝流程如圖6所示。

在模擬過程中，設(shè)定一效分離室V001的壓力為-0.09?MPaG，二效分離室V002的壓力為0.12?MPaG，三效分離室V003的壓力為-0.06?MPaG。通過aspen plus模擬可知，經(jīng)三效錯流蒸發(fā)濃縮后的硝酸鈉溶液的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為49.8%，質(zhì)量流量為2.95?t/h，溫度為81.5?℃，需要消耗的生蒸汽量為13.7?t/h。

2.4 ?三種蒸發(fā)工藝的對比分析

為了選擇合適的蒸發(fā)濃縮工藝，對三效并流蒸發(fā)工藝、三效逆流蒸發(fā)工藝及三效錯流蒸發(fā)工藝三種不同工藝的生蒸汽消耗量、濃縮后的硝酸鈉溶液濃度及單位蒸汽蒸發(fā)水分等參數(shù)進行分析比較，結(jié)果如表1所示。

由表1可以看出，在0.45?MPaG的蒸汽規(guī)格條件下，三效并流蒸發(fā)所得的硝酸鈉溶液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為7.8%，明顯低于三效逆流蒸發(fā)和三效錯流蒸發(fā)工藝。并且質(zhì)量分?jǐn)?shù)為7.8%的硝酸鈉溶液遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于0?℃時硝酸鈉的飽和質(zhì)量分?jǐn)?shù)42.1%，因此對于該項目三效并流蒸發(fā)不適用。三效逆流蒸發(fā)工藝與錯流蒸發(fā)工藝濃縮后的硝酸鈉溶液濃度基本一致，單位蒸汽蒸發(fā)水分的量也基本相同，二者均能滿足后續(xù)的結(jié)晶工藝要求。但是在生蒸汽為0.45?MPaG的條件下，三效逆流蒸發(fā)工藝的濃縮液濃度有最高限制，即在三效逆流蒸發(fā)工藝流程中，生蒸汽的溫度為155?℃，E003的出口溫度為150.4?℃，因此三效逆流蒸發(fā)工藝的濃縮液濃度已基本達(dá)到最大值。但是，三效錯流蒸發(fā)工藝中E002的出口溫度為140.1?℃，與生蒸汽的溫度還有很大的溫差，因此三效錯流蒸發(fā)工藝的濃縮液濃度還可以再增大，這可以方便后續(xù)操作，因此推薦選擇三效錯流蒸發(fā)工藝。

3 ?結(jié) 論

利用Aspen plus仿真軟件對工業(yè)廢水蒸發(fā)濃縮工藝進行分析對比，確定了工業(yè)廢水的蒸發(fā)濃縮工藝。研究發(fā)現(xiàn)，三效并流蒸發(fā)工藝所得到的濃縮液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為7.9%，不能滿足后續(xù)工藝要求。三效逆流蒸發(fā)工藝及三效錯流蒸發(fā)工藝所得濃縮液濃度能滿足后續(xù)工藝要求。但是，三效逆流蒸發(fā)工藝的濃縮液濃度已基本達(dá)到最大值，而三效錯流蒸發(fā)工藝的濃縮液濃度還可以再增大，方便后續(xù)操作。因此，在可利用的蒸汽規(guī)格為0.45?MPaG的條件下，推薦選用三效錯流蒸發(fā)工藝。

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Comparison of Evaporation Processes for Recovering

Sodium Nitrate From Industrial Wastewater

ZHI Minjie，CHEN Liang

（School of Public Security， Northwest University of Political Science and Law， Xian Shaanxi 710122， China）

Abstract：??The evaporation process of industrial wastewater containing sodium nitrate was simulated by using Aspen plus software. The applicability of three-effect parallel flow， three-effect countercurrent， and three-effect cross flow evaporation processes was analyzed and compared from the aspects of steam consumption， unit steam evaporation water content， outlet temperature of evaporation gas， and concentration of concentrated solution. It was found that the three-effect cross flow evaporation process was more conducive to recover the sodium nitrate.

Key words：??Industrial wastewater; Multi-effect evaporation; Sodium nitrate; Simulation analysis

基金項目： 陜西省自然科學(xué)基礎(chǔ)研究計劃（項目編號：2021JQ-696）。

收稿日期： 2023-08-29

作者簡介： 智敏杰（1983-），女，河北省石家莊市人，高級工程師，博士，2011 年畢業(yè)于天津大學(xué)化學(xué)工程專業(yè)，研究方向：化工工藝設(shè)計。