馬巍威，吳小林，姬忠禮

(1.中國石油大學(xué)(北京) 化學(xué)工程學(xué)院，北京 102249；2.中國石油大學(xué)(北京) 機械與儲運工程學(xué)院，北京 102249)

在常見的工業(yè)生產(chǎn)過程中，氣流中夾帶液滴的情況時常發(fā)生，這些液滴會對后續(xù)的裝置設(shè)備造成損壞，同時會消耗大量的輸送能量，從而對整個工藝過程造成消極的影響；因此，應(yīng)及時去除這些液滴。以慣性撞擊作為主要分離機理的波形板除霧器具有壓降低、處理量大、結(jié)構(gòu)簡單和可實現(xiàn)性能再生等特點，對粒徑在幾十微米數(shù)量級的液滴具有較好的分離作用；因此，波形板除霧器在煙氣脫硫、核電、天然氣凈化以及海上風(fēng)電等工業(yè)場所得到了越來越廣泛的應(yīng)用[1-4]，其相關(guān)性能也成為國內(nèi)外學(xué)者的研究熱點。

波形板除霧器的屈角、折彎次數(shù)、流道寬度以及分離氣速等結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)是影響其性能的最主要因素，國內(nèi)外學(xué)者對波形板的常規(guī)結(jié)構(gòu)參數(shù)進行了大量的研究。劉麗艷等[5]研究了波形板結(jié)構(gòu)對其內(nèi)部液滴運動軌跡、速度、壓力和漩渦分布的影響規(guī)律。郝雅潔等[6]分析了除霧器的板型、板間距以及分離氣速對不同粒徑霧滴的除霧效率的影響。NAKAO等[7]和Estakhrsar等[8]分別采用試驗和數(shù)值計算的方法分析了波形板折彎次數(shù)對其壓降和效率的影響。Banitabaei[9]試驗研究了波形板壓降與板間距的關(guān)系。然而，由于二次夾帶現(xiàn)象[10-11]的存在，常規(guī)結(jié)構(gòu)的波形板往往性能較差，因此增加排液結(jié)構(gòu)的波形板是目前應(yīng)用廣泛的形式。國內(nèi)一些學(xué)者[12-13]將增加排液結(jié)構(gòu)之后的波形板與常規(guī)結(jié)構(gòu)的波形板做了對比，研究了排液結(jié)構(gòu)對波形板效率和壓降的影響。國外的學(xué)者對排液結(jié)構(gòu)本身的參數(shù)做了研究和優(yōu)化設(shè)計，James等[14]對帶有鉤式排液結(jié)構(gòu)的波形板的內(nèi)部流場進行了分析，并考慮了排液鉤寬度的影響。Estakhrsar等[15]和Kavousi等[16]給出了鉤式排液結(jié)構(gòu)的長、寬和彎角的最佳取值范圍。Venkatesan等[17]研究了波形板內(nèi)部不同位置的排液鉤對其性能的影響。在上述研究的基礎(chǔ)上，很多學(xué)者提出了各種波形板優(yōu)化設(shè)計方法[18-20]，在實際工業(yè)應(yīng)用中也出現(xiàn)了一些新式的波形板結(jié)構(gòu)。

目前，針對波形板的研究大多以常規(guī)結(jié)構(gòu)或具有簡單排液結(jié)構(gòu)的舊式波形板為主，鮮有對應(yīng)用廣泛的新型波形板的研究，且在已有研究中所涉及的液滴粒徑往往比較單一，不符合實際應(yīng)用場合液滴粒徑分布范圍較大的情況，另外，實際應(yīng)用過程中所分離的液滴濃度往往是存在變化的，加液濃度對波形板性能影響的相關(guān)研究也較少。本文采用試驗方法，在10～200 μm液滴粒徑分布范圍較大的條件下，將工業(yè)生產(chǎn)中廣泛應(yīng)用的新型波形板與舊式波形板進行性能對比評價，研究氣速和加液濃度的變化對波形板的壓降和效率的影響，并采用數(shù)值模擬計算的方法對波形板內(nèi)部流場進行分析。

1 試驗裝置

試驗裝置由霧化噴嘴混合室、沉降段、分離室、稱重水箱、空壓機、霧化噴嘴、流量計、水泵、差壓變送器和離心風(fēng)機等設(shè)備組成(見圖1)。裝置內(nèi)部由離心風(fēng)機帶動空氣流動，可在1～6 m/s內(nèi)自由調(diào)節(jié)氣速。在空壓機提供的0.4 MPa壓縮空氣和水泵提供的0.4 MPa水壓條件下，空氣霧化噴嘴產(chǎn)生的液滴首先進入混合室，空氣和液滴充分均勻混合之后，由混合室經(jīng)由沉降段進入分離室。沉降段的作用能夠使通過波形板的氣水混合物更加均勻，同時有效地減少了液滴在進入分離室前由于沉降產(chǎn)生的試驗誤差。沉降段和分離室分別與2個水箱連通，用于收集計量被分離水和沉降水。

圖1 波形板除霧器試驗裝置示意圖

2 試驗方法

試驗中對4種具有不同結(jié)構(gòu)特征的波形板進行性能測試，尺寸如圖2所示，A、B為舊式波形板，C、D為新式波形板。4種波形板均由1 mm厚不銹鋼壓制而成，長度和高度均分別為0.16和0.44 m，流道寬度為0.03 m，每組波形板具有4個流道。

圖2 波形板結(jié)構(gòu)尺寸

利用裝置出口處的文丘里流量計直接測得試驗管道內(nèi)的空氣流量Q，根據(jù)波形板流道面積，計算可得波形板內(nèi)氣速為：

(1)

利用天平分別測出裝置中3個水箱(加液水箱m1、沉降水箱m2、分離水箱m3)在試驗前后的質(zhì)量變化，計算出實際進入波形板內(nèi)部的液滴質(zhì)量min(min=m1-m2)，并且進一步可得波形板的分離效率為：

(2)

試驗中記錄測試時間t(h)，則可求出單位時間內(nèi)的加液量為：

(3)

進而可求出進入波形板內(nèi)部氣液混合物中液滴的質(zhì)量濃度為：

(4)

利用丹麥Dantec公司生產(chǎn)的Fiber flow型相位多普勒粒子分析儀(粒徑測量范圍為0.5～2 000 μm，精度等級1級)對霧化噴嘴混合室中液滴的粒徑分布進行標(biāo)定，測得試驗中所加入液滴的粒徑分布如圖3所示。

圖3 液滴粒徑分布

3 數(shù)值模擬方法

3.1 物理模型簡化

在實際應(yīng)用過程中，波形板流道內(nèi)的流動是三維粘性的非定常流動，其過程非常復(fù)雜，因此需要在計算時對流場進行適當(dāng)簡化。由于波形板的高度遠(yuǎn)大于其寬度，并且各流道的形態(tài)一致，因此可將計算區(qū)域簡化為單一流道的二維模型。由于波形板流道內(nèi)部氣速≤6 m/s，可將氣相視為不可壓縮氣體。網(wǎng)格劃分整體采用非結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，在近壁面處以及對波形板性能有顯著影響的區(qū)域進行網(wǎng)格加密，生成邊界層網(wǎng)格。調(diào)整網(wǎng)格密度，將y+值控制在1～5。

3.2 計算模型

計算中采用Realizablek-ε模型，相較于其他形式的k-ε模型，它可以更精確地預(yù)測平板的耗散率，并且對于旋轉(zhuǎn)流動、流動分離和二次流具有更高的計算精度?？刂品匠倘缦?。

連續(xù)性方程：

(5)

Navier-stokes方程：

(6)

(7)

k-ε方程：

(8)

(9)

3.3 邊界條件

將氣相在入口界面的速度視為均勻分布，采用速度入口條件、出口條件為自由出口，壁面無滑移。近壁面模型采用增強壁面處理，考慮壓力梯度的影響。為保證求解精度，壓力插值格式采用PRESTO！，動量、湍流動能和湍流耗散率的插值格式均為二階迎風(fēng)。

4 試驗結(jié)果分析

4.1 壓降分析

波形板內(nèi)部的壓降是由與其進出口相連接的壓差變送器直接測得。4種波形板壓降對比如圖4所示。從圖4可以看出，4種波形板的壓降均隨氣流速度的增大而上升，但新式波形板C和D的壓降增長率要遠(yuǎn)低于舊式波形板A和B，壓降分別保持在壓降最高的波形板A的50%和25%。由于4種波形板的流道長度和寬度相同，因此影響壓降變化的最主要因素是流道內(nèi)部的結(jié)構(gòu)特征。波形板A和B的結(jié)構(gòu)相似，但A的壓降高于B，原因在于氣流在波形板A流道內(nèi)部轉(zhuǎn)向的次數(shù)更多，轉(zhuǎn)向角更大，因此會產(chǎn)生更大的摩擦損失，所以壓降上升的更快。新式波形板C和D相較于舊式波形板A和B，流道內(nèi)部的氣流轉(zhuǎn)向角更小，并且調(diào)整了流道進出口鉤式排液結(jié)構(gòu)的位置，使其對流道中心區(qū)域氣流的影響減弱，減緩了壓降的增長。波形板D采用后續(xù)的袋式排液結(jié)構(gòu)替代了鉤式排液結(jié)構(gòu)，進一步減小了壓降，其原因是袋式結(jié)構(gòu)使波形板內(nèi)部流道的有效流通面積增大，減小了氣流的流通阻力。

圖4 4種波形板壓降對比

4.2 效率分析

在氣流含液濃度為30 g/m3條件下，4種波形板的分離效率曲線如圖5所示。從圖5可以看出，隨著氣速的增大，波形板的分離效率上升，當(dāng)超過臨界氣速時，分離效率開始隨氣速的增大而下降，這是由于發(fā)生了二次夾帶現(xiàn)象，被分離的液滴再次被氣流帶走，主要原因是氣流橫掠波形板壁液膜，使液膜破碎，以及液滴自身動量過大，撞擊波形板后發(fā)生破裂、飛濺。在氣速為1和2 m/s時，各波形板效率差別不大，這是由于低氣速時，液滴的慣性較小，只有較大的液滴被分離，而大部分小液滴跟隨氣流逃逸出了波形板，因此，波形板內(nèi)部結(jié)構(gòu)的不同對分離效率的影響并不明顯。舊式波形板A和B的臨界氣速出現(xiàn)在3～4 m/s，而新式波形板C和D的臨界氣速出現(xiàn)在4～5 m/s，因此波形板C和D在實際應(yīng)用中能夠高效處理更大的氣量。在各波形板達(dá)到最高效率時，新式波形板C和D的效率比舊式波形板A和B高出約5%～15%。此外，當(dāng)氣流速度超過臨界氣速后，波形板A、B和C的效率出現(xiàn)明顯下降，而波形板D的效率仍然能夠保持在較高的范圍，下降幅度<5%，說明波形板D所特有的袋式排液結(jié)構(gòu)比其他3種波形板的鉤式結(jié)構(gòu)更有利于減弱二次夾帶現(xiàn)象對波形板分離性能的影響。

圖5 在氣流含液濃度為30 g/m3條件下4種波形板的分離效率隨氣速變化曲線

在14～30 g/m3內(nèi)調(diào)節(jié)裝置入口加入液滴的濃度，研究液滴濃度對波形板分離效率的影響，結(jié)果如圖6所示。從圖6中可以看出，在5 m/s氣速條件下，4種波形板的分離效率均隨氣流含液濃度增大而升高，這是由于當(dāng)氣流中含有的液滴增多時，加劇了液滴間的相互作用，更多的小液滴團聚成為大液滴，更加容易被分離。當(dāng)氣流含液濃度由30 g/m3降至15 g/m3時，氣流中小液滴比重增大，波形板A、B和C的分離效率均<50%，波形板B和C的分離效率下降幅度達(dá)到25%，此時波形板D的分離效率僅下降10%，對含有較多小液滴的氣流，仍能保持較高的分離效率，說明波形板D的袋式排液結(jié)構(gòu)對小液滴的分離效果比鉤式排液結(jié)構(gòu)更好。

5 流場分析

在1～6 m/s氣速內(nèi)對4種波形板流道內(nèi)部流場進行模擬。為了驗證本文在模擬計算中采用的模型及方法的準(zhǔn)確性，將波形板壓降的試驗測量值和模擬計算值進行對比(見圖7)。從圖7可以看出，各波形板壓降的試驗值與模擬值吻合較好，驗證了本文模擬計算結(jié)果的可靠性。

圖6 在5 m/s氣速條件下4種波形板的分離效率隨氣流含液濃度變化曲線

圖7 波形板壓降模擬值與試驗值對比

氣速為1 m/s時，A、B、C和D這4種波形板流道內(nèi)部的氣相速度云圖如圖8所示。從圖8可以看出，在舊式波形板A和B流道內(nèi)部存在2個回流區(qū)域，其中一個出現(xiàn)在流道折彎處，另一個出現(xiàn)在排液結(jié)構(gòu)附近。在鉤式排液結(jié)構(gòu)處出現(xiàn)了明顯的邊界層分離現(xiàn)象，使得鉤式排液結(jié)構(gòu)頂部外側(cè)產(chǎn)生高速流，同時鉤式排液結(jié)構(gòu)后部存在低速區(qū)，氣體流經(jīng)此區(qū)域時產(chǎn)生回流，是波形板壓降的主要來源。波形板A和B的內(nèi)部流動特征相似，但由于波形板B的轉(zhuǎn)向角小，高速流集中在更小的范圍內(nèi)；波形板C表現(xiàn)出與波形板A、B不同的流動特征。第1個鉤式排液結(jié)構(gòu)位置由流道折彎處的頂部后移至折彎下游段，使鉤式排液結(jié)構(gòu)避開了氣流的中心流域，在鉤式排液結(jié)構(gòu)的頂部并未出現(xiàn)氣流加速的情況，同時在鉤式排液結(jié)構(gòu)的后部也未出現(xiàn)低速區(qū)域，有效地減小了氣流的摩擦損失，減緩了壓降的增長。在波形板C的后段，在第3個和第4個鉤式排液結(jié)構(gòu)的共同作用下，流道的中心區(qū)域產(chǎn)生了明顯漩渦，加強了液滴的分離。波形板D內(nèi)部呈現(xiàn)出比其他3種波形板更穩(wěn)定的流動特征和更多的回流區(qū)。第1個鉤式排液結(jié)構(gòu)在波形板C的基礎(chǔ)上加寬加深，其內(nèi)部形成了明顯的漩渦，增強了對液滴的分離效果。袋式排液結(jié)構(gòu)內(nèi)部出現(xiàn)了明顯的漩渦，小液滴在流經(jīng)此處時很容易隨氣流進入袋式排液結(jié)構(gòu)中被分離，并且袋式排液結(jié)構(gòu)對附近流場的干擾遠(yuǎn)小于鉤式排液結(jié)構(gòu)。同時，在波形板D的出口附近的凹槽結(jié)構(gòu)也可使氣流在此處產(chǎn)生小范圍的回流，對波形板前段未能分離的液滴具有一定的分離作用。

隨著氣流速度增大，氣流的慣性增大使波形板流道內(nèi)部結(jié)構(gòu)對流場的影響更加明顯，氣速6 m/s時4種波形板流道內(nèi)部氣相速度云圖如圖9所示。與氣速1 m/s時的云圖相對比，波形板流道內(nèi)部的高速流更集中，回流區(qū)范圍擴大?；亓鲄^(qū)一方面能夠使液滴在通過該區(qū)域時更加容易被板壁捕捉，從而增強分離作用；另一方面，當(dāng)氣速超過臨界氣速時，回流氣流會將板壁上的液滴再次卷回氣流中，產(chǎn)生二次夾帶，回流區(qū)的擴大使二次夾帶更容易發(fā)生，這就是在6 m/s氣速下，波形板效率降低的主要原因。波形板A、B和C具有的鉤式排液結(jié)構(gòu)開口較大，內(nèi)部的液滴容易被高速氣流再次帶走，但是當(dāng)液滴被卷入波形板D的袋式排液結(jié)構(gòu)之后，液滴大多集中在內(nèi)部的死角區(qū)域，很難再進入到中心氣流中，能夠有效避免二次夾帶。

圖9 氣速為6 m/s時4種波形板流道內(nèi)部的氣相速度云圖

6 結(jié)語

通過上述研究，可以得出如下結(jié)論。

1)相同氣速條件下，新式波形板比舊式波形板的壓降更低；在1～2 m/s低氣速下，新舊波形板效率差別不大，當(dāng)氣速繼續(xù)增大時，新式波形板的效率更高，且臨界氣速大于舊式波形板，因此新式波形板更適于較大處理氣量的工況。

2)其他工況條件不變，通過波形板的液滴濃度增大，由于液滴碰撞、聚合作用，大液滴比重增大，波形板的分離效率升高。新式波形板D在液滴濃度變低時，效率相對保持穩(wěn)定，適用于低液滴濃度工況。

3)鉤式排液結(jié)構(gòu)在波形板流道中的位置由折彎處頂部后移至下游段，可有效降低波形板的壓降，減小對流場的干擾；袋式排液結(jié)構(gòu)相比于鉤式排液結(jié)構(gòu)，對流場的干擾更小，對小液滴分離效果更好，同時能夠減小二次夾帶現(xiàn)象對波形板分離性能的影響。

4)類似于新式波形板D的非前后均一結(jié)構(gòu)比舊式波形板的前后均一結(jié)構(gòu)，更適于實際應(yīng)用中液滴粒徑分布范圍廣、濃度變化不定等復(fù)雜工況。

[1] 楊柳, 王世和, 王小明, 等. 濕法煙氣脫硫系統(tǒng)除霧器特性試驗研究[J]. 熱能動力工程, 2005, 20(2):145-147.

[2] 李嘉, 黃素逸, 王曉墨, 等. 波形板分離器的冷態(tài)實驗研究[J]. 華中科技大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版, 2008, 36(1):112-114.

[3] 張曉晨, 張銘, 阮國嶺, 等. 折板式汽液分離元件的性能[J]. 過程工程學(xué)報, 2012, 12(1):19-23.

[4] 夏芃力, 楊靜. 折流板式除沫器性能分析及研究進展[J]. 化工設(shè)備與管道, 2013, 50(6):33-36.

[5] 劉麗艷, 楊靜, 孔慶森, 等. 折板除沫器流場與分離效率的數(shù)值模擬[J]. 天津大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)與工程技術(shù)版, 2013, 46(8):755-761.

[6] 郝雅潔, 劉嘉宇, 袁竹林, 等. 除霧器內(nèi)霧滴運動特性與除霧效率[J]. 化工學(xué)報, 2014, 65(12):4669-4677.

[7] Nakao T, Saito Y, Souma H, et al. Droplet behavior analyses in the BWR dryer and separator[J]. Journal of Nuclear Science & Technology, 1998, 35(4):286-293.

[8] Estakhrsar M H H, Rafee R. Effects of wavelength and number of bends on the performance of zigzag demisters with drainage channels[J]. Applied Mathematical Modelling, 2015, 40(2):685-699.

[9] Abdolhossein B S, Hassan R, Roohollah R. Determination of minimum pressure drop at different plate spacings and air velocity in a wave-plate mist eliminator[J]. Asia-Pacific Journal of Chemical Engineering, 2012, 7(4):590-597.

[10] 王曉墨, 黃素逸, 龍妍. 波形板分離器中液滴二次攜帶碰壁模型[J]. 華中科技大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版, 2003, 31(8):41-43.

[11] Azzopardi B J, Sanaullah K S. Re-entrainment in wave-plate mist eliminators[J]. Chemical Engineering Science, 2002, 57(17):3557-3563.

[12] 王曉墨, 黃素逸. 新型高效汽水分離器的試驗研究[J]. 工程熱物理學(xué)報, 2005, 26(S1):97-100.

[13] 李嘉. 波形板汽水分離器的理論與實驗研究[D]. 武漢: 華中科技大學(xué), 2007.

[14] James P W, Wang Y, Azzopardi B J, et al. The role of drainage channels in the performance of wave-plate mist eliminators[J]. Chemical Engineering Research & Design, 2003, 81(6):639-648.

[15] Estakhrsar M H H, Rafee R. Effect of drainage channel dimensions on the performance of wave-plate mist eliminators[J]. Korean Journal of Chemical Engineering, 2013, 30(6):1301-1311.

[16] Kavousi F, Behjat Y, Shahhosseini S. Optimal design of drainage channel geometry parameters in vane demister liquid-gas separators[J]. Chemical Engineering Research & Design, 2013, 91(7):1212-1222.

[17] Venkatesan G, Kulasekharan N, Iniyan S. Numerical analysis of curved vane demisters in estimating water droplet separation efficiency[J]. Desalination, 2014, 339(15):40-53.

[18] Zhao J Z, Jin B S, Zhong Z P, et al. Simulation study of separation efficiency of demister vane based on response surface methodology[J]. Proceedings of the Chinese Society of Electrical Engineering, 2007, 27(23):61-65.

[19] Qiao Z L, Zhou J X, Zhou W Q, et al. Method for optimum design of wave-plate demister based on numerical computation[J]. Journal of Southeast University, 2013, 43(1):76-82.

[20] Venkatesan G, Kulasekharan N, Muthukumar V, et al. Regression analysis of a curved vane demister with Taguchi based optimization[J]. Desalination, 2015, 370:33-43.