2022, Vol. 39
2. 化学工程联合国家重点实验室，天津 300350;
3. 天津市膜科学与海水淡化技术重点实验室，天津 300350
2. State Key Laboratory of Chemical Engineering, Tianjin 300350, China;
3. Tianjin Key Laboratory of Membrane Science and Desalination Technology, Tianjin 300350, China
能量回收装置(ERD)作为反渗透海水淡化(SWRO)系统的核心设备之一，在降低系统产水的能耗推动海水淡化技术发展应用方面起着重要作用[1-3]。目前大型海水淡化装置的能量回收技术应用比较广泛，但对适用于岛屿、船舶和海上平台等工况的中小型海水淡化装置没有得到足够重视，国内没有形成系列化产品，仍以定制为主。中小型海水淡化装置具有应用范围更广、建设方式更灵活、建设周期更短等特点，解决关键技术可显著降低产水能耗，因此具有相当大的市场需求[4]。
目前国外中小型海水淡化装置已实现商业化，取得了较好的经济和社会效益。丹麦丹弗斯公司的iSave系列产品[5]将能量回收装置、增压泵和电机耦合在一起，实现压力能回收和增压功能的一体化，集成化程度较高。SALINO Pressure Center[6]是德国KSB公司推出的自增压式能量回收装置，相比于iSave系列产品，SALINO Pressure Center集能量回收装置、增压泵、电机和高压泵于一体，这种4位一体的集成装置可满足中小型海水淡化系统工艺要求。国内中小型海水淡化能量回收装置的研究仍处于起步阶段，浙江沃尔液压科技公司设计的转子能量回收同轴增压装置，能量回收效率高，具备批量生产的能力[7]。目前能量回收增压一体机由于功能模块的增加，驱动转轴过长，驱动轴有因局部疲劳而弯曲或断裂的风险，因此对轴的同心度以及功能模块间的轴密封要求比较高。
本工作是在作者课题组已有阀控式能量回收装置的基础上[8, 9]，结合目前阀控式能量回收装置和转子式能量回收装置的优势[10]，设计开发一种新型斜盘柱塞式能量回收装置，该装置驱动轴直接驱动斜盘，利用斜盘的旋转带动柱塞在缸体内往复运动，驱动轴更短，对驱动轴的同心度要求不高，并且装置结构简单紧凑，运行高效平稳，适用于中小型海水淡化工艺。本文还创新性的使用AMESim软件构建了斜盘柱塞式能量回收装置液压仿真模型及与之配套的中小型反渗透海水淡化系统的流体计算模型，在中小型海水淡化系统中研究斜盘柱塞式能量回收装置运行性能，该研究方法不仅对适用于中小型海水淡化系统的ERD的性能提升具有重要指导作用，也为新型能量回收装置的设计开发以及反渗透海水淡化系统平台的搭建提供方向。
1 斜盘柱塞式能量回收装置结构与工作原理 1.1 斜盘柱塞式能量回收装置结构及参数斜盘柱塞式能量回收装置的结构如图 1所示，该装置主要缸体、斜盘、高低压腔室和柱塞组件4部分构成。缸体内设置有5个隔板，将整个缸体内腔隔成4个高低压腔室，由上到下依次是低压海水(Qsi)腔、高压盐水(Qbi)腔、泄压盐水(Qbo)腔和增压海水(Qso)腔。柱塞组件主要由柱塞、柱塞导管、滑靴、回程盘、万向球和中心弹簧构成。柱塞与柱塞导管配合，柱塞导管依靠隔板固定在缸体内，且柱塞导管开孔与高低压腔室贯通，柱塞球头与滑靴相连，缸体中心孔设置有中心弹簧，通过弹簧座、万向球和回程盘将每个柱塞的滑靴压在斜盘上。斜盘与主轴牢固结合。主轴通过联轴器与外置电机连接，依靠外部电机驱动旋转。
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| 1-主轴; 2-斜盘; 3-回程盘; 4-万向球; 5-滑靴; 6-中心弹簧; 7-弹簀座; 8-增压海水腔; 9-柱塞套筒; 10-泄压盐水腔; 11-高压盐水腔; 12-柱塞; 13-低压海水腔; 14-缸体 图 1 斜盘柱塞式能量回收装置结构图 Fig.1 Structural diagram of swash plate plunger type energy recovery unit |
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装置的技术参数：操作压力6 MPa，设计流量18 m3·h-1。根据技术参数要求，确定斜盘柱塞式能量回收装置的主要尺寸参数，如表 1所示。
| 尺寸参数名称 | 参数值 |
| 柱塞个数 | 8 |
| 柱塞内径/mm | 24 |
| 柱塞密封区长度/mm | 19 |
| 斜盘倾角/(°) | 17 |
| 柱塞内腔长度/mm | 250 |
| 柱塞分布圆半径/mm | 90 |
| 斜盘转速/(r·min-1) | 735 |
斜盘柱塞式能量回收装置工作原理如图 2所示，1#柱塞对应柱塞运动最大位移处，此时的柱塞上端径向开口与低压海水腔相连，柱塞下端开口与泄压盐水腔连通，低压海水推动柱塞腔内泄压盐水排出装置，柱塞处于泄压阶段，位于此阶段的其它柱塞还有2#柱塞和8#柱塞；柱塞随斜盘转动向下运动至3#柱塞处(密封区)，柱塞开口不与任何腔室连通，柱塞处于密封阶段，7#柱塞也位于该阶段；柱塞经过密封区向下运动至4#柱塞位置时，柱塞上端径向开口与高压盐水腔相连，下端开口与增压海水腔连通，高压盐水对腔内预先充注好的新鲜海水进行增压，由增压海水出口排除装置，柱塞处于增压阶段，5#柱塞和6#柱塞也处于增压阶段。处于增压阶段的5#柱塞对应柱塞运动最小位移处，经过该位置以后，柱塞开始随斜盘转动向上运动，直至运动到1#柱塞最大位移处，斜盘旋转1周，柱塞腔经历泄压、密封和增压3个状态，完成低压盐水排放、密封、新鲜海水增压3个过程，上述过程组成装置的1个完整运行周期。
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| 图 2 斜盘柱塞能量回收装置工作原理图 Fig.2 Working principle of swash plate plunger type energy recovery device |
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图 3为反渗透海水淡化工艺流程图，整个系统主要动力和分离设备包括以下几个部分：低压给水泵、高压泵、增压泵、反渗透膜组件以及能量回收装置[11]。低压给水泵将新鲜海水分别供给高压泵和能量回收装置，高压泵将低压给水泵1提供的海水提升到反渗透膜的分离压力水平，提升后的高压海水进入反渗透膜组件，一部分海水透过膜组件为淡水产出，被反渗透膜截留下来的高压浓盐水进入能量回收装置进行压力交换。低压给水泵2为能量回收装置提供新鲜海水，能量回收装置回收高压盐水的压力能将低压海水加压，加压后的新鲜海水在增压泵中继续增压后与高压泵出来的高压海水汇合进入反渗透膜组件，泄压后的高压盐水流出能量回收装置。
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| 图 3 反渗透海水淡化工艺流程图 Fig.3 Flow chart of reverse osmosis desalination process |
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根据图 3的反渗透海水淡化工艺流程图，基于AMESim软件搭建的反渗透海水淡化工艺仿真模型如图 4所示。反渗透海水淡化工艺仿真模型包括斜盘柱塞式能量回收装置液压仿真模型及与之配套的海水淡化工艺流体计算模型。斜盘柱塞式能量回收装置液压仿真模型块元件均采用AMESim元件库的现有的子元件，包括机械传动模块、容积模块和切换模块。机械传动模块由旋转-直线转换模块、增益模块(gain模块)、常量信号源模块、输入x和y信号模块、动态复制模块、动态旋转机械点模块(速度模块)、带偏移和增益的角位移传感器和电机模块组成。斜盘柱塞式能量回收装置流体流经区域并没有容积上的变化，所以这儿采用管道来代替装置的容积模块。切换模块由4个带阀芯环形节流孔模型组成1个柱塞模型，8个柱塞编号如图 4所示。
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| 1-斜盘柱塞式能量回收装置液压仿真模型; 2-低压进水泵; 3-反渗透膜组件; 4-高压泵; 5-增压泵; 1#、2#、3#、4#、5#、6#、7#、8#—柱塞编号 图 4 反渗透海水淡化工艺耦合仿真模型 Fig.4 Coupled simulation model of reverse osmosis desalination process |
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海水淡化工艺流体计算模型包括低压给水泵模块、高压泵模块、增压泵模块和反渗透膜组件模块。低压给水泵模块采用ISG50-160(I)系列离心泵，额定流量为25 m3·h-1，扬程32 m，转速为2 950 r·min-1。增压泵模块采用ISG50-160(I)B系列离心泵，额定流量为21.6 m3·h-1，扬程24 m，转速为2 950 r·min-1，上述离心泵均通过Pressure difference table输入一定转速下的离心泵特性曲线。高压泵模块采用的是恒流源模块与液压溢流阀模块的组合，恒流源提供目标流量，液压溢流阀模块保证指定压力。反渗透膜组件模块由截止阀模块与液压溢流阀模块组成，截止阀来模拟反渗透海水淡化膜组件的压力损失，液压溢流阀模拟海水淡化系统中的产水。模型中工作液体采用密度1 023 kg·m-3，弹性模量2 180 MPa的水，该工作液体性质与海水类似，系统仿真时间为0.4 s(斜盘旋转4周)，系统运行步长1×10-6 s。
3 结果与讨论 3.1 设计流量时装置单柱塞运行特性 3.1.1 泄压盐水和增压海水流动特性为更好研究装置整体运行特性，先探讨装置柱塞运动规律和各柱塞腔内流体流动特性，图 5表示单柱塞位移与流量脉动情况。选取初始相位为柱塞运动最大位移位置时的1#柱塞为研究对象，由图 5可得装置内8个柱塞位移曲线均呈现正弦波周期性变化，并且位移曲线规律交错，满足相邻柱塞间的45°相位差。
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| 图 5 柱塞流量与柱塞位移对应关系曲线 Fig.5 Corresponding curve of piston flow rate and piston displacement |
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在设计工况下，斜盘的转速735 r·min-1，装置旋转周期0.082 s·r-1，选取模拟其中1个周期的结果，以柱塞出口位置监测单柱塞泄压盐水和增压海水流量随时间变化规律。1#柱塞处于最大位移位置时，柱塞位于泄压区，低压海水推动泄压盐水排出装置，柱塞腔内流体处于泄压阶段，其瞬时流量曲线对应下图泄压阶段流量；斜盘的转动将柱塞带动到密封区，柱塞腔内流体处于密封阶段，对应图中流量为0时间段。1#柱塞运动到增压区时，高压盐水推动低压海水排出装置，柱塞腔内流体处于增压阶段，流量曲线对应图中增压阶段流量；1#柱塞运动到最小位移位置以后，斜盘开始推动柱塞向上运动，一直推动柱塞出增压区，进入密封区。增压区间的流量曲线对称分布，与柱塞在增压区的往复运动规律对应。斜盘推动1#柱塞由密封区进入泄压区直至最大位移位置这个过程与上述最大位移位置至密封区对应，流量变化也呈对称分布，至此1#柱塞完成1次泄压、密封和增压过程，这里称之为1个周期。
在图 5中增压和泄压过程中各出现了2个流量脉动，以1#柱塞增压阶段第1个脉动为例，增压阶段装置增压柱塞数变化如图 6所示，在图 5中0.027 3~0.033 9 s时间段内1#柱塞、3#柱塞和5#柱塞内处于增压状态，0.033 9~0.037 6 s时间段内1#柱塞、3#柱塞、5#柱塞和2#柱塞内处于增压状态，增压区间内柱塞个数的增加会使流入增压区间的流量分流，增压工作柱塞流量下降，所以单柱塞增压和泄压过程中会出现向下的流量脉动。上述为1#柱塞的位移和流量变化对应曲线，其他7个柱塞除初始相位不同，但变化规律一致。
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| 图 6 增压区间内装置柱塞数变化 Fig.6 Number change of device plungers in boost interval |
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图 7同样以1#柱塞为例，以柱塞出口位置监测柱塞腔内压力变化。由图 7可得柱塞腔压力呈周期变化，以1个压力变化周期为例，在0.022 5 s之前柱塞腔内压力为0.2 MPa，柱塞腔处于泄压盐水泄压和密封阶段，0.022 5~0.065 3 s之间柱塞腔内压力为6 MPa，柱塞位于增压和密封区间，柱塞腔处于增压海水增压和密封阶段，0.065 3~0.086 7 s之间柱塞腔内压力为0.2 MPa，柱塞腔内处于泄压盐水泄压阶段，至此柱塞完成1个周期的增泄压过程。由柱塞的运行阶段的压力和流量波动规律分析可知，在操作压力为6 MPa，设计处理量为18 m3·h-1时，柱塞具有良好的周期规律性。
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| 图 7 柱塞腔压力变化曲线 Fig.7 Pressure curve of piston chamber |
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根据柱塞增压海水与泄压盐水流动特性和柱塞腔内压力变化特性可得单个柱塞液压仿真模型的规律性(如图 5和图 7)，由上述柱塞液压仿真模型运动以及流体流动规律分析研究整体装置的运行性能，由于增压海水与高压盐水的流量及压力具有相同的脉动规律，所以这里以增压海水为例分析高压管路流体流动特性，图 8(a)为设计流量下2个周期内的增压的海水流量和压力随装置运行时间变化曲线。由图 8(a)可得装置在运行过程中增压海水流量波动幅度为0.27 m3·h-1，流量脉动率为1.48%，压力波动幅度为7.6×10-3 MPa，压力脉动率0.13%，增压海水流量与压力的脉动周期保持一致，且流量和压力脉动率较小，流出装置的增压海水流动比较平稳。
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| 图 8 设计流量下增压海水流量压力及阻力损失随装置运行变化曲线 Fig.8 Curves of pressurized seawater flow pressure and resistance loss versus unit operation at designed flow |
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高压管路阻力损失表示高压流体克服沿程阻力损失而产生的的能量消耗，这里用装置高压进口与出口的压力降(PDH/MPa)来表示，图 8(b)为1个周期内高压管路阻力损失与柱塞位移对应关系，根据装置增压阶段工作柱塞数变化规律，由图 8(b)可得增压区间3个柱塞增压时的阻力损失较大，4个柱塞增压时的阻力损失较小，装置由三柱塞向四柱塞(或四柱塞向三柱塞)转换过程中会引起阻力损失的变化，而离心泵响应装置阻力损失变化则会影响装置的流量和压力脉动。
为进一步分析增压海水流量和压力波动的具体原因，增压泵在特定的管路系统工作时，实际的工作压头和流量不仅与增压泵本身工作特性有关，还与管路特性有关。在海水淡化工艺系统管路中，增压泵的型号和转速确定以后，泵的特性曲线也就唯一确定。装置增压阶段工作柱塞数变化，系统管路特性发生改变，离心泵的工作点必须同时满足泵特性曲线和管路特性方程，所以增压泵的工作点也跟着变化，对应泵输出流量及压力也会改变。
图 9表示增压泵工作点变化，当增压区内由3个柱塞增压转成4个柱塞增压时，装置局部阻力减小，管路特性曲线变得平坦，工作点由M1移动到M2，流量由18.36 m3·h-1增加至18.63 m3·h-1。当增压区由4个柱塞增压转成3个柱塞增压时，装置局部阻力增加，管路特性曲线变陡，工作点由M2移动到M1，流量由18.63 m3·h-1降至18.36 m3·h-1。离心泵工作点M1与工作点M2的流量差0.27 m3·h-1对应着装置增压海水的流量脉动，所以增压海水的流量脉动的根本原因是增压区间的工作柱塞数变化引起装置流通阻力变化，离心泵响应装置阻力损失变化，其工作点改变引起装置的流量压力脉动。
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| 图 9 管路特性曲线与泵的工作点关系示意曲线 Fig.9 Schematic curve of relationship between piping characteristic curve and pump operating point |
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低压海水与泄压盐水具有相同的脉动规律，以出装置的泄压盐水为例分析泄压盐水流量和压力随装置运行时间的变化情况(如图 10)，泄压盐水的流量与压力脉动水平较低且脉动趋势和脉动周期一致，呈周期性向上波动的趋势。由图 10可得装置整体泄压盐水流量平均波动幅度为0.242 m3·h-1，流量脉动率为1.31%，压力平均波动幅度为5×10-3 MPa，压力脉动率为2.7%。与增压海水脉动原因相同，装置泄压阶段也存在着3个柱塞泄压向4个柱塞泄压(四柱塞转三柱塞)切换引起的阻力损失变化，导致低压海水进水泵工作点偏移，低压管路流量压力产生脉动。
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| 图 10 设计流量下泄压盐水流量压力随装置运行的变化曲线 Fig.10 Curve of discharge brine flow pressure versus unit operation at designed flow |
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图 11表示能量回收装置设计参数一定，通过调整增压泵和低压给水泵频率，改变海水淡化系统处理量，相应的能量回收装置增压海水流量及压力变化曲线。选取5个流量点(10、15、18、20和25 m3·h-1)作为研究对象，当处理量从10 m3·h-1增至25 m3·h-1时，增压海水流量平均脉动幅度从0.148 m3·h-1增至0.369 m3·h-1，流量脉动率从1.48%增加至1.54%，压力平均脉动幅度从2.2×10-3 MPa增至0.013 8 MPa，压力脉动率从0.04%增加至0.23%。变处理量下，装置增压海水脉动率非常接近，可认为装置性能稳定。但对于压力而言脉动率差距比较显著，但都处于较低的水平，说明斜盘柱塞式能量回收装置流量操作弹性较大。
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| 图 11 变处理量增压海水流量压力变化曲线 Fig.11 Pressure curve of pressurized seawater flow under variable processing capacity |
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由图 11也可得出随着处理量的增加，增压海水出口流量和压力脉动均呈现增加的趋势，这是由于处理量变化对应着增压泵转速变化，离心泵特性曲线平移(如图 12)，而管路特性曲线不变，处理量越大，因装置增压区间工作柱塞数变化带来的流量变化越大，则增压海水出口流量脉动也会相应增加，由离心泵特性曲线得增压海水出口压力脉动也会增加。
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| 图 12 变处理量时管路特性曲线与泵的工作点关系曲线 Fig.12 Line characteristic curve versus pump operating point curve at variable processing capacity |
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图 13表示变处理量泄压盐水流量和压力变化，当处理量从10 m3·h-1增至25 m3·h-1时，泄压盐水流量平均脉动幅度从0.038 m3·h-1增至0.327 m3·h-1，脉动率从0.38%增加至1.41%，压力脉动幅度由4.1×10-4 MPa增加至8.9×10-3 MPa，脉动率从0.76%增加至2.83%。变处理量下泄压盐水整体脉动水平较低，且在整个变流量过程中，随着流量的增加，泄压盐水出口流量和压力脉动都呈增加趋势。与增压海水出口流量压力脉动类似，泄压盐水出口流量和压力脉动的原因也是在管路特性不变的情况下，离心泵特性曲线变化带来的流量和压力脉动。
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| 图 13 变处理量泄压盐水流量和压力变化曲线 Fig.13 Change of pressure and variable capacity pressure relief brine flow |
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由于斜盘柱塞式能量回收装置是基于外驱驱动，这里将从压力交换效率和考虑电机功率的综合能量回收效率2个方面考查装置的运行性能。
3.4.1 压力交换效率斜盘柱塞式能量回收装置的泄漏可视为环形间隙流动，由环形间隙流动流量公式[12](如式1)可得装置的总泄漏量。环形间隙流动流量公式为：
| $ {Q_{\rm{L}}} = \frac{{{\rm{ \mathit{ π} }}d{\mathit{\delta }^3}{\rm{\Delta }}p}}{{12\mathit{\mu }L}} $ | (1) |
式(1)中：QL为泄漏流量，mL·s-1；μ为常温下海水黏度系数，1.079×10-3 Pa·s；δ为柱塞与缸孔的单边配合间隙，0.015 mm；Δp为吸排油的压差，MPa；d为柱塞截面直径，33 mm；L为柱塞与缸孔间的密封长度，19 mm。
由经典能量回收效率方程[如式(2)]计算可得装置的压力交换效率，本研究对斜盘柱塞式能量回收装置在不同处理量工况下的压力交换效率进行了计算，结果如图 14所示。
| $ \mathit{\eta } = \frac{{{Q_{{\rm{so}}}}{P_{{\rm{so}}}} + {Q_{{\rm{bo}}}}{p_{{\rm{bo}}}}}}{{{Q_{{\rm{si}}}}{P_{{\rm{si}}}} + {Q_{{\rm{bi}}}}{p_{{\rm{bi}}}}}} \times 100\% $ | (2) |
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| 图 14 变处理负荷能量回收效率 Fig.14 Energy recovery efficiency of variable processing load |
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式(2)中：Qsi、psi及Qso、pso分别代表低压海水和增压海水的流量(m3·h-1)及压力(MPa); Qbi、pbi及Qbo、pbo分别代表高压盐水和泄压盐水的流量(m3·h-1)及压力(MPa)。
3.4.2 综合能量回收效率新型斜盘柱塞式能量回收装置是由外置电机驱动，实现高低压流体的连续切换，由能量转化与守恒的角度分析电机功率，电机做功主要转化为柱塞组件的动能和重力势能，已知柱塞组件质量m=20.95 kg、平均速度v=1.29 m·s-1、位移h=0.052 6 m和电机效率ηm=87%，电机功率计算公式为：
| $ {P_{{\rm{电机}}}} = \frac{W}{{t{\mathit{\eta }_{\rm{m}}}}} = \frac{{\frac{1}{2}m{v^2} + mgh}}{{t{\mathit{\eta }_{\rm{m}}}}} $ | (3) |
由装置的泄漏、外置电机功率可得装置综合能量回收效率的计算公式如式(4)，本研究对斜盘柱塞式能量回收装置在不同处理量工况下的综合能量回收效率进行了计算，结果如图 14所示。装置在操作压力6 MPa及变处理负荷运行时，能量回收效率和装置综合效率均在97%以上，能量回收效率较高，具有很好的工程应用价值。
| $ {\mathit{\eta }_{{\rm{综合}}}} = \frac{{10\mathit{\rho }g\left( {{Q_{{\rm{so}}}}{p_{{\rm{so}}}} + {Q_{{\rm{bo}}}}{p_{{\rm{bo}}}}} \right)}}{{10\mathit{\rho }g\left( {{Q_{{\rm{si}}}}{p_{{\rm{si}}}} + {Q_{{\rm{bi}}}}{p_{{\rm{bi}}}}} \right) + {P_{{\rm{电机}}}}}} \times 100\% $ | (4) |
式(4)中：Qsi、psi及Qso、pso分别代表低压海水和增压海水的流量(m3·s-1)及压力(MPa); Qbi、pbi及Qbo、pbo分别代表高压盐水和泄压盐水的流量(m3·s-1)及压力(MPa)。
4 结论设计开发了一种新型斜盘柱塞式能量回收装置，基于AMESim软件建立了能量回收装置的液压仿真模型及与之耦合的反渗透海水淡化系统的流体计算模型。分析了新型能量回收装置在海水淡化系统中的运行性能，具体结论如下。
1) 设计处理量18 m3·h-1下，装置增压海水流量平均波动幅度为0.271 m3·h-1，压力平均波动幅度7.6×10-3 MPa；泄压盐水流量平均波动幅度为0.242 m3·h-1，压力平均波动幅度5×10-3 MPa。装置运行平稳性较好。
2) 在10~25 m3·h-1流量负荷内，斜盘柱塞式能量回收装置有较好的容量灵活性，且在考虑外置电机功率的情况下，综合能量回收效率仍能保持97%以上。
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