劉 帥, 王建軍, 鄭官軍, 王澤龍

(中國石油大學(xué)(華東) 新能源學(xué)院, 山東 青島 266580)

1 前 言

氣液分離是指將氣液兩相流中的液滴除去的工藝，用以保護(hù)下游設(shè)備避免遭受液體腐蝕，或改善液體排放量，例如濕天然氣脫水工藝、濕法煙氣脫硫系統(tǒng)(wet flue gas desulfurization, WFGD)煙氣除霧工藝。旋流管作為進(jìn)行氣液分離的離心分離設(shè)備，主要由導(dǎo)葉和圓管組成，制約其分離性能的因素主要包括入口氣速、入口含液率、入口液滴粒徑及導(dǎo)葉和圓管的結(jié)構(gòu)參數(shù)等[1]。

近年來，JACOBSSON等[2-4]對旋流管展開了研究，發(fā)現(xiàn)旋流管內(nèi)部流場幾乎呈軸對稱分布，渦核中心比較穩(wěn)定，無明顯擺動現(xiàn)象，有利于氣液分離；而液滴粒徑分布數(shù)據(jù)決定了旋流管的設(shè)計要求[5-9]，且對應(yīng)于不同的分離效率模型[10]。另外，為提高處理量，常將多根旋流管并聯(lián)運行，并聯(lián)運行時旋流管之間的入口含液率分布不均及二次夾帶是導(dǎo)致分離效率下降的重要原因[11-14]。在研究液相動態(tài)行為特性過程中，歐陽璇[15]利用群平衡模型(population balance module, PBM)對液滴聚并破碎行為進(jìn)行較全面的分析，發(fā)現(xiàn)液滴破碎概率與切向速度梯度、軸向速度梯度以及湍動能和湍流耗散率聯(lián)系緊密，液滴聚并概率與含液率聯(lián)系緊密；SCHüTZ等[16]發(fā)現(xiàn)液滴在分離過程中和分離之后均會發(fā)生聚并破碎，且液滴分級效率不適用于氣液分離過程，只能評價最終的液滴分級效率。JAMES等[17]提出液膜產(chǎn)生和流動模型，在給定液體載荷下，利用液膜分離模型與液膜厚度預(yù)測模型進(jìn)行耦合計算，得出判斷是否發(fā)生二次夾帶的方法。GALLETTI等[18]發(fā)現(xiàn)湍流作用嚴(yán)重影響了液滴的運動，LI等[19]考慮了液滴撞擊壁面而產(chǎn)生子液滴的情況，提出了一種模擬流場中液滴行為的方法，AZZOPARDI等[20]考慮了氣速對二次夾帶的影響。WANG等[21]采用PBM模型研究泰勒—庫塔流中局部流體剪切率對懸浮水溶液中乳膠球聚并與破碎的影響。郝雅潔等[22]通過對除霧器液滴運動特性研究，發(fā)現(xiàn)氣流速度太大會加劇小液滴運動的隨機(jī)性，不利于小液滴的碰撞聚并。

綜上所述，在氣液分離過程中液滴粒徑分布以及液滴、液膜的動態(tài)行為對分離效率至關(guān)重要。目前，很少有文獻(xiàn)公開報道旋流管氣液分離過程中軸向位置液滴粒徑的動態(tài)分布特性以及液滴、液膜相互作用的動態(tài)行為特性研究。本文基于“液滴粒徑分級分離思想”，提出一種具有結(jié)構(gòu)參數(shù)梯度的兩級串聯(lián)導(dǎo)葉形式的旋流管，采用激光粒度分析儀和高速攝影技術(shù)對旋流管內(nèi)的液相動態(tài)行為進(jìn)行可視化研究，以期揭示旋流管氣液分離機(jī)制，并為理解旋流場中的氣液分離過程提供必要參考。

2 實驗系統(tǒng)與實驗方法

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖 Fig.1 Schematic diagram of the experimental setup

2.1 實驗系統(tǒng)

實驗系統(tǒng)示意圖見圖1，主要包括引風(fēng)系統(tǒng)、噴霧系統(tǒng)和旋流管，引風(fēng)系統(tǒng)用于提供進(jìn)入旋流管的不同氣速以及攜帶噴霧系統(tǒng)產(chǎn)生的液滴進(jìn)入旋流管；為了保證噴霧系統(tǒng)產(chǎn)生的液滴粒徑分布范圍合理性，噴霧系統(tǒng)由2個孔徑1.2 mm的60°實心錐單流體噴嘴、1個孔徑1.0 mm的45°實心錐單流體噴嘴以及1個壓力式廣角錐形雙流體噴嘴組成，采用雙流體噴嘴液相接口與上述3個單流體噴嘴串聯(lián)的方式連接在同一條管路，周向均布于距旋流管入口一定距離的正下方，雙流體噴嘴氣相接口連接壓縮空氣管路，同時為減小噴霧系統(tǒng)由霧化壓力造成的液滴與氣流之間的速度滑移影響，保證進(jìn)入旋流管入口的氣相與液相表觀速度一致，噴霧系統(tǒng)與引風(fēng)系統(tǒng)采用逆向接觸的方式，使參與氣液分離過程的液滴僅由氣流的攜帶作用進(jìn)入旋流管。

旋流管采用透光性較好的有機(jī)玻璃制造以滿足高速攝影儀的拍攝要求，其總高H=1 200 mm，內(nèi)徑Φ=120 mm，包含兩級串聯(lián)導(dǎo)葉，其中一級導(dǎo)葉距旋流管入口H1=200 mm，二級導(dǎo)葉距一級導(dǎo)葉H2=300 mm，即距旋流管出口H3=700 mm。旋流管結(jié)構(gòu)示意圖和導(dǎo)葉三維結(jié)構(gòu)示意圖分別如圖2、3所示，其創(chuàng)新性在于：基于“液滴粒徑分級分離思想”，采用兩級具有結(jié)構(gòu)參數(shù)梯度的導(dǎo)葉串聯(lián)裝配于旋流管中，二級導(dǎo)葉置于一級導(dǎo)葉有效旋渦長度(軸向流動經(jīng)導(dǎo)葉轉(zhuǎn)變?yōu)樾髁鲃樱郎u具有一定的自然長度，旋渦長度即為有效分離空間長度)中后方，此處經(jīng)過一級導(dǎo)葉產(chǎn)生的旋流場的旋流強(qiáng)度下降，但又維持在一定的旋流狀態(tài)，故二級導(dǎo)葉可以充分利用一級導(dǎo)葉產(chǎn)生的旋流場的殘余旋流強(qiáng)度，在不產(chǎn)生較大壓降的同時可繼續(xù)形成更加強(qiáng)烈的旋流場，具備分離掉更小粒徑液滴的能力，實現(xiàn)氣液兩相的高效低阻分離。經(jīng)筆者在前期的研究結(jié)果中證實，此兩級導(dǎo)葉串聯(lián)方式可有效提高旋流管的氣液分離性能[3-4]。

在實驗過程中，采用OMEC噴霧激光粒度分析儀(型號：DP-02，量程d=1～1 500 μm，重復(fù)性誤差 ＜ 3%)對旋流管軸向不同位置(圖2中A、B、C，共3處)進(jìn)行液滴粒徑的在線測量。采用iX-Cameras高速攝影儀(型號：i-SPEED 720，拍攝速度10 000 幀?s-1，分辨率1 920×1 080)進(jìn)行液相動態(tài)行為的拍攝，通過超高速20 GP/sec數(shù)據(jù)帶寬將拍攝的視頻圖像傳輸?shù)接嬎銠C(jī)記錄氣液分離過程中液相的動態(tài)行為。另外，評價旋流管的分離效率采用等動采樣法[23]。

2.2 關(guān)于旋流管排液方式的說明

在實驗研究過程中發(fā)現(xiàn)，旋流管氣液分離過程液滴被壁面捕集形成液膜，由于入口氣速影響壁面的持液能力，故在不同的入口氣速下，液膜在壁面的軸向運動會表現(xiàn)出截然不同的形式，即形成2種不同的排液方式，顯然不同排液方式的轉(zhuǎn)變過程存在一個臨界入口氣速。

(1) 逆流排液(如圖2所示，液膜沿壁面流向與氣相流向相反)：當(dāng)入口氣速小于臨界入口氣速時，液膜在壁面累積到一定程度后克服氣流的剪切作用，沿壁面向下流至入口，排入下方集液桶，氣相從出口排出，完成逆流排液方式的氣液分離過程。需要說明，當(dāng)旋流管運行在臨界入口氣速附近時，旋流管逆流排液方式下的氣液分離效率已經(jīng)嚴(yán)重惡化，故此時應(yīng)避免在運行中接近或達(dá)到這個臨界氣速。

(2) 順流排液(如圖2所示，液膜沿壁面流向與氣相流向相同)：當(dāng)入口氣速大于臨界入口氣速時，氣流強(qiáng)大的剪切力將壁面上的液膜攜帶至出口的側(cè)縫排液裝置，液相從側(cè)縫排進(jìn)上方集液室，氣相從出口排出，完成順流排液方式的氣液分離過程。

2.3 噴霧系統(tǒng)霧化壓力的確定

為了使進(jìn)入旋流管的液滴粒徑分布更具廣泛性、代表性，在進(jìn)行實驗研究之前，對雙流體噴嘴的最佳霧化壓力進(jìn)行分析。圖4為噴淋量Q = 250 L?h-1，入口氣速v =15.9 m?s-1時，不同霧化壓力pspray下的各粒徑區(qū)間液滴累積分布柱狀圖，實驗結(jié)果表明，當(dāng)Q = 200～250 L?h-1，pspray=0.20～0.25 MPa時，液滴粒徑在0～10、10～20、20～40、40～60、60～100、＞100 μm這6個粒徑區(qū)間內(nèi)均有分布，且各粒徑分布區(qū)間所占百分比適當(dāng)，旋流管入口處的液滴粒徑分布更加適合本次實驗研究，因此，實驗過程中采用0.20～0.25 MPa的霧化壓力，為實驗結(jié)果更具準(zhǔn)確性和代表性奠定了基礎(chǔ)。

圖3 導(dǎo)葉三維結(jié)構(gòu) Fig.3 Three-dimensional structure of the guide vane

圖4 噴霧系統(tǒng)各粒徑區(qū)間液滴累積分布柱狀圖 Fig.4 Cumulative histogram of droplets with different particle size ranges of the spray system

3 結(jié)果與討論

圖5 A處截面液滴中位粒徑分布曲線 Fig.5 Median droplet size distribution curves at section A

3.1 液滴粒徑分布分析

圖5為旋流管入口截面(見圖2中A處)液滴中位粒徑與入口氣速的關(guān)系曲線，從圖中可以看出，當(dāng)噴霧系統(tǒng)運行工況一定時，隨著入口氣速的增加，此處液滴中位粒徑隨之增大。入口氣速的增加，使其攜帶液滴的能力增加，大液滴在高速氣流的攜帶作用下更容易進(jìn)入旋流管參與氣液分離過程。但隨著入口氣速的進(jìn)一步增加，液滴中位粒徑達(dá)到最大值后開始出現(xiàn)下降趨勢，這是由于此時大液滴無法克服氣流對其的剪切作用，大液滴輪廓發(fā)生扭曲變形，導(dǎo)致其發(fā)生破碎生成粒徑更小的子液滴，使得此時入口液滴群中位粒徑出現(xiàn)下降趨勢。

圖6為旋流管入口截面處各粒徑區(qū)間液滴累積分布柱狀圖，從圖中可以看出，在低入口氣速時，液滴群中各粒徑分布區(qū)間均有體現(xiàn)，且以粒徑為d=70 μm以下的液滴為主。隨著入口氣速的增加，粒徑d ＞ 100 μm的液滴占比逐漸增多，即高入口氣速下可攜帶更多粒徑大的液滴進(jìn)入旋流管，由于噴霧系統(tǒng)的霧化液滴粒徑分布范圍相對恒定，故導(dǎo)致此時其他粒徑區(qū)間的液滴占比在高氣速下有所下降。但隨著入口氣速的進(jìn)一步增加，大粒徑的液滴占比呈現(xiàn)出減少趨勢，小粒徑的液滴占比略有增加。這是因為氣速的增加導(dǎo)致大粒徑的液滴發(fā)生破碎生成粒徑較小的液滴，導(dǎo)致大粒徑的液滴的比例會略有減少，粒徑小的液滴比例有所增加，但是二者的趨勢變化有限，根本在于噴霧系統(tǒng)的霧化效果相對穩(wěn)定，有效保證了旋流管入口處的液滴粒徑范圍的穩(wěn)定性，有利于旋流管氣液分離過程的平穩(wěn)運行。

圖6 A處截面各粒徑區(qū)間液滴累積分布柱狀圖 Fig.6 Cumulative histogram of droplets with different particle size ranges at section A

圖7為一級導(dǎo)葉出口截面(見圖2中B處)液滴中位粒徑與入口氣速的關(guān)系曲線，從圖中可以看出，隨著入口氣速的增加，一級導(dǎo)葉出口截面的液滴中位粒徑主要分布在d50=15～16.5 μm，這說明一級導(dǎo)葉不具備分離液滴中位粒徑d50=15～16.5 μm以下的液滴群，但具備穩(wěn)定分離掉液滴中位粒徑d50＞16.5 μm的液滴群，并且隨著入口氣速在一定范圍內(nèi)變化，一級導(dǎo)葉的分離能力始終表現(xiàn)出良好的穩(wěn)定性，對于不具備分離能力的剩余液滴群流向二級導(dǎo)葉繼續(xù)參與氣液分離過程。

圖8為一級導(dǎo)葉出口截面各粒徑區(qū)間液滴累積分布柱狀圖，此時，一級導(dǎo)葉出口截面處的液滴粒徑主要分布在d ＜ 25 μm，而且粒徑d=10～20 μm的液滴占比最多。這表明進(jìn)入二級導(dǎo)葉的液滴絕大多數(shù)是粒徑較小的液滴，這也對二級導(dǎo)葉的分離性能提出了更高的要求。另外，注意到此時開始出現(xiàn)粒徑d ＜ 10 μm液滴，甚至d ＜ 5 μm以下的液滴，而根據(jù)圖6的分析發(fā)現(xiàn)進(jìn)入旋流管的初始液滴群不存在d ＜ 5 μm以下的液滴，這說明進(jìn)入旋流管的初始液滴群經(jīng)過一級導(dǎo)葉后在復(fù)雜旋流場中可能出現(xiàn)了液滴破碎行為以及壁面液膜破碎產(chǎn)生的粒徑更小的子液滴。

圖7 B處截面液滴中位粒徑分布曲線 Fig.7 Median droplet size distribution curves at section B

圖8 B處截面各粒徑區(qū)間液滴累積分布柱狀圖 Fig.8 Cumulative histogram of droplets with different particle size ranges at section B

圖9 C處截面液滴中位粒徑分布曲線 Fig.9 Median droplet size distribution curves at section C

盡管入口氣速對一級導(dǎo)葉出口截面液滴中位粒徑分布的影響不顯著，但對二級導(dǎo)葉的分離性能有較大影響。圖9為旋流管出口截面(見圖2中C處)液滴中位粒徑與入口氣速的關(guān)系曲線，從圖中可以看出，隨著入口氣速的增加，在出口逃逸液滴的中位粒徑首先呈現(xiàn)明顯的下降趨勢。當(dāng)入口氣速v =14 m?s-1，噴淋量Q=200 L?h-1時，逃逸的液滴的粒徑最小，此時極限分離粒徑d50=5.26 μm，分離效率達(dá)到99.82%，壓降僅253 Pa，且當(dāng)入口氣速v =12～15 m?s-1時，出口逃逸液滴的中位粒徑能夠保持一定的穩(wěn)定性，基本可實現(xiàn)d50＜ 6 μm，旋流管表現(xiàn)出優(yōu)越的氣液分離性能。但隨著入口氣速的進(jìn)一步增加，逃逸液滴的中位粒徑迅速增大，這是因為氣流速度的增加，導(dǎo)致旋流管內(nèi)的旋流強(qiáng)度和湍流強(qiáng)度增加，液滴和液膜We數(shù)增加，在強(qiáng)剪切作用下，容易發(fā)生破碎，產(chǎn)生“二次夾帶”現(xiàn)象，氣液分離惡化。因此在逆流排液方式下的氣液分離過程中，入口氣速要維持在一定的范圍內(nèi)，不能僅靠增加入口氣速來生成強(qiáng)旋流場同時增加單位處理量。

圖10為液滴中位粒徑在旋流管軸向的分布曲線，從圖中可以看出，在入口截面到一級導(dǎo)葉出口截面此段分離空間，液滴中位粒徑從d50＞ 100 μm迅速下降至d50=16 μm左右，但從一級導(dǎo)葉出口截面至出口截面此段分離空間，液滴中位粒徑下降速度放緩。這也與筆者運用計算流體力學(xué)(computational fluid dynamics, CFD)的研究結(jié)果[3]比較吻合，即大部分大粒徑液滴在一級導(dǎo)葉便可實現(xiàn)分離，粒級較小的液滴需要二級導(dǎo)葉的協(xié)同作用實現(xiàn)深度分離，體現(xiàn)了基于“液滴粒徑分級分離思想”設(shè)計兩級串聯(lián)導(dǎo)葉的合理性。在理想狀態(tài)下，單個液滴遵循液滴弛豫時間方程式(1)，液滴粒徑減小縮短了液滴的弛豫時間，即液滴跟隨性增加。此外，由于存在阻力和能量耗散，旋流強(qiáng)度沿軸向方向不斷減弱；且旋流場渦核中心區(qū)域存在低壓區(qū)，在遠(yuǎn)離導(dǎo)葉靠近旋流管出口處，當(dāng)徑向壓力差對液滴的作用大于液滴所受離心力時，小液滴沿徑向由壁面附近向旋流管中心遷移，這也加劇了小液滴無法被壁面捕集的程度，上述因素的疊加說明僅靠離心分離作用根本無法完全分離掉小液滴。

圖10 液滴中位粒徑在旋流管軸向的分布曲線 Fig.10 Axial distribution of median droplet sizes in the swirl tube

式中：

圖11為旋流管出口截面各粒徑區(qū)間液滴累積分布柱狀圖，從圖中發(fā)現(xiàn)在分離效率較高的入口氣速區(qū)間(v =12～15 m?s-1)，逃逸的液滴主要為粒徑d ＜ 10 μm的液滴。隨著入口氣速的增加，液滴群中開始出現(xiàn)粒徑d ＜ 5 μm的液滴。當(dāng)入口氣速v ＞ 20 m?s-1時，出口截面開始出現(xiàn)粒徑d ＞ 50 μm的液滴，說明此時氣液分離過程發(fā)生惡化，“二次夾帶”現(xiàn)象嚴(yán)重。

圖11 C處截面各粒徑區(qū)間液滴累積分布柱狀圖 Fig.11 Cumulative histogram of droplets with different particle size ranges at section C

3.2 壁面液膜分布分析

旋流管進(jìn)行氣液分離的本質(zhì)是在旋流場中利用壁面不斷捕集液滴形成液膜，液膜沿壁面排出，完成氣液分離過程。液膜在壁面的分布特性直接影響旋流管的分離性能，圖12為噴淋量Q=250 L?h-1時，不同入口氣速下，旋流管壁面液膜分布情況。

圖12 Q = 250 L?h-1，不同入口氣速下，壁面液膜分布情況 Fig.12 Distribution of liquid film on the wall at different inlet gas velocities (Q = 250 L?h-1)

從圖中可以看出，由于入口氣速較低(見圖12(a)～(b))，以v =2.3、v = 6.2 m?s-1為例，此時旋流強(qiáng)度較低，而且由氣流攜帶進(jìn)入旋流管的液滴較少，導(dǎo)致液滴被壁面捕集后無法形成液膜，而是形成較大液珠，當(dāng)氣流作用不能平衡自身重力以及表面張力/界面黏附力時，便會沿壁面逆流排出。隨著入口氣速繼續(xù)增加(見圖12(c)～(f))，旋流強(qiáng)度及進(jìn)入旋流管的液滴量隨之增加，在導(dǎo)葉后方附近形成連續(xù)環(huán)狀液膜。初期液膜較薄，且不會立刻沿壁面逆流排出，待液膜厚度達(dá)到壁面持液能力極限時，便會沿壁面逆流排出。實驗過程中發(fā)現(xiàn)，液膜在氣流剪切作用下始終發(fā)生破碎生成子液滴行為，但子液滴在旋流場中又會重新被壁面捕集，即在有效氣液分離過程中，絕大多數(shù)子液滴不會在旋流管出口逃逸；當(dāng)入口氣速v ＞ 16 m?s-1時，并結(jié)合圖11，出現(xiàn)粒徑d ＞ 15 μm液滴的逃逸現(xiàn)象，逆流排液方式下的氣液分離過程惡化。當(dāng)入口氣速v ＞ 17.9 m?s-1時(見圖12(g)～(i))，旋流管開始進(jìn)行順流排液方式下的氣液分離過程。從圖中可以看出，在一級導(dǎo)葉后方壁面形成環(huán)狀液膜，經(jīng)二級導(dǎo)葉的強(qiáng)旋流剪切作用，環(huán)狀液膜轉(zhuǎn)為類似“DNA螺旋結(jié)構(gòu)”的“螺旋液帶”，且入口氣速越高，“螺旋液帶”條數(shù)越多，其螺旋上升至旋流管出口排液側(cè)縫，進(jìn)入上方集液室，完成順流排液方式下的氣液分離過程。

3.3 液滴、液膜的典型動態(tài)行為分析

需要說明的是，在高速攝影儀拍攝過程中為不影響旋流管內(nèi)部流場，未在旋流管壁面開拍攝孔，保證了液相的真實動態(tài)行為特性和拍攝圖像的準(zhǔn)確性。另外，為便于捕捉到液相的典型動態(tài)行為，在拍攝過程中省略了動態(tài)行為對應(yīng)的精確時間節(jié)點和尺寸比例尺等量化信息。當(dāng)液體載荷體積分?jǐn)?shù)低于0.1%時，可認(rèn)定液滴之間的相互作用不會發(fā)生[24]。本研究中的霧化系統(tǒng)最大噴淋量Q = 250 L?h-1，測得旋流管入口最大液體載荷體積分?jǐn)?shù)為0.007 3%，遠(yuǎn)低于0.1%，故可忽略液滴間的碰撞行為。液滴臨界韋伯?dāng)?shù) cWe作為衡量液滴輪廓穩(wěn)定性的重要流體動力學(xué)參數(shù)[25]，本文采用氣流攜帶液滴的方式進(jìn)入旋流管，氣液兩相界面幾乎不存在速度滑移，且初始液滴群粒徑分布始終在d =0～230 μm的范圍，經(jīng)式(2)計算未達(dá)到臨界值 Wec=1.25～2.5[26]，故不考慮初始液滴群中單個液滴的破碎行為。

(1) 液滴撞擊導(dǎo)葉迎風(fēng)面

液滴撞擊導(dǎo)葉迎風(fēng)面的動態(tài)演化行為如圖13所示。從圖中可以看出，旋流管內(nèi)液滴群中存在部分液滴不會直接參與旋流場離心分離過程，而是沿軸向運動路徑直接撞擊導(dǎo)葉迎風(fēng)面(圖13(a)～(b))。液滴首先撞擊帶有液膜的導(dǎo)葉迎風(fēng)面，并伴隨氣流剪切作用，撞擊鋪展液膜的不對稱性加劇(圖13(c)～(d))。除了撞擊后出現(xiàn)鋪展、水花和飛濺外，液滴撞擊液膜初期會在液滴與液膜接觸的頸部區(qū)域產(chǎn)生射流，頸部射流發(fā)展成為冠狀水花，飛濺產(chǎn)生的子液滴來源于撞擊初期頸部射流形成的冠狀水花。當(dāng)液膜厚度較大時，撞擊后會在液膜內(nèi)形成彈坑。通過實驗發(fā)現(xiàn)，相比于固體壁面，液滴撞擊液膜更容易發(fā)生飛濺。隨著液膜厚度的增大，液膜吸收撞擊液滴的能量增加，導(dǎo)致液體徑向流動速度減小，運動間斷影響減弱，水花越不容易克服表面張力發(fā)生破碎[27-29]。由此可以推斷，大液滴撞擊液膜產(chǎn)生子液滴的幾率大，細(xì)小液滴撞擊液膜則被液膜直接吞噬融合。而撞擊破碎形成的子液滴在氣流夾帶下進(jìn)入導(dǎo)葉后方旋流場，參與旋流分離過程。顯然，導(dǎo)葉對實際參與旋流分離的液滴粒徑具有“二次分配作用”，即參與旋流分離過程的大多數(shù)液滴是經(jīng)過導(dǎo)葉作用后形成的新的“子液滴群”，并不完全是進(jìn)入旋流管的“初始液滴群”。另外，在旋流管初始運行階段，由于此時導(dǎo)葉迎風(fēng)面沒有形成液膜，液滴撞擊到導(dǎo)葉迎風(fēng)面時只發(fā)生了撞擊鋪展行為，并無撞擊破碎行為(圖13(f))。

圖13 液滴撞擊導(dǎo)葉迎風(fēng)面發(fā)生破碎 Fig.13 Impacts and breakup of droplets on the guide vane of the windward surface

(2) 液滴撞擊壁面

液滴撞擊壁面的動態(tài)演化行為如圖14所示，從圖中可以看出，經(jīng)導(dǎo)葉“二次分配作用”后的液滴群進(jìn)入導(dǎo)葉后方的旋流場中，在離心力作用下迅速遷移至壁面(圖14(a)～(c))，發(fā)生撞擊鋪展破碎行為(圖14(d))。與液滴撞擊導(dǎo)葉迎風(fēng)面不同，此時為具有螺旋軌跡的液滴撞擊圓柱曲面的行為，在撞擊過程初期，液滴與液膜接觸，界面存在鋪展作用過程，液滴與液膜的作用界面均有不同程度的飛濺、破碎，且飛濺破碎的程度更加劇烈。另外，可以發(fā)現(xiàn)，不論是液滴軸向撞擊導(dǎo)葉迎風(fēng)面之前，還是在旋流場中撞擊壁面之前的運動過程中，液滴We數(shù)保持在較低水平，液滴在表面張力作用下始終保持近似球形，實際上，這一定程度上有利于液滴在復(fù)雜流場中的受力均勻，一定程度上減少了液滴自身破碎行為，以撞擊破碎為主。

圖14 液滴撞擊壁面發(fā)生破碎 Fig.14 Breakup of droplets impacting on the wall

(3) 導(dǎo)葉表面液膜破碎行為

由于液滴不斷撞擊導(dǎo)葉迎風(fēng)面和旋流管壁面，在其表面形成的液膜不斷累積，在氣流剪切作用下極易發(fā)生液膜剪切破碎行為。圖15為導(dǎo)葉表面液膜破碎行為，從圖中可以看出，液膜在氣流剪切作用下驅(qū)趕至導(dǎo)葉上邊沿，不斷積累直至發(fā)生破碎。由于表面張力的作用，液膜破碎初期表現(xiàn)出嚴(yán)重的變形(圖15(a)～(b))，然后出現(xiàn)拉絲(圖15(c)～(d))、破碎(圖15(e))，形成的柱狀液滴在運動過程中受到氣流剪切作用繼續(xù)破碎，最終形成子液滴(圖15(f))參與下游旋流場的氣液分離過程。

圖15 導(dǎo)葉表面液膜破碎行為 Fig.15 Breakup of liquid film on guide vane surface

(4) 壁面液膜動態(tài)行為

在逆流排液過程中，由于液膜沿壁面與氣流逆流接觸，且需要逆流穿過導(dǎo)葉，這就形成了液膜在與氣流逆向接觸的過程中同時伴隨著與導(dǎo)葉的流固耦合作用引起的湍流，液膜的在強(qiáng)烈的擾動湍流作用下，氣流被卷入液膜，形成了如圖16所示的液膜內(nèi)出現(xiàn)氣泡的現(xiàn)象，產(chǎn)生氣泡夾帶，這些氣泡從產(chǎn)生(圖16(a))到破碎(圖16(b)～(c))的過程非常短，氣泡的破碎加劇了壁面液膜的破碎行為。遺憾的是，由于旋流管結(jié)構(gòu)的特殊性，高速攝影機(jī)無法進(jìn)入旋流管內(nèi)部記錄壁面液膜表面與氣流剪切作用的動態(tài)演化行為。

圖16 壁面液膜夾帶氣泡的動態(tài)行為 Fig.16 Dynamics of bubbles included in wall liquid film

(5) 入口處液膜破碎行為

旋流管入口處液膜的動態(tài)行為主要發(fā)生在逆流排液方式下的氣液分離過程中，入口處液膜的破碎行為如圖17所示，從圖中可以看出，液膜在入口邊緣不斷累積到一定程度后，在氣流的擾動作用下，液膜輪廓極不穩(wěn)定性，當(dāng)液膜繼續(xù)“生長”后(圖17(a)～(c))，開始出現(xiàn)“拉絲”現(xiàn)象(圖17(d)～(e))，最后“拉絲”斷裂破碎后生成子液滴(圖17(f))。這些子液滴中有一部分在入口氣流的攜帶作用下又重新進(jìn)入旋流 管內(nèi)，參與“二次分離”，對整個氣液分離過程十分不利。另外，通過高速攝影圖像發(fā)現(xiàn)如圖18所示的液滴外輪廓在氣流作用下的變形行為，從圖中可以看出，入口處液膜破碎后生成的子液滴在氣流的擾動作用下，液滴輪廓極不穩(wěn)定，并非圓球形，而是不停的變化(圖18(a)～(d))。這樣不規(guī)則的外形輪廓很容 易導(dǎo)致子液滴的“二次破碎”，繼續(xù)產(chǎn)生子液滴。由此可以看出，當(dāng)逆流排液時，絕大部分液膜會通過旋流管入口排液進(jìn)入下集液室，但在此過程中伴隨著部分液膜破碎生成子液滴的行為，這一特點也是逆流排液過程中無法避免的缺陷。

圖17 入口處液膜的破碎行為 Fig.17 Breakup of liquid film at inlet

圖18 液滴外輪廓在氣流作用下的變形行為 Fig.18 Deformation of droplet outer contour under air flow

通過分析液滴粒徑分布特性以及液滴、液膜的典型動態(tài)行為特性，不難發(fā)現(xiàn)在旋流場中的有效氣液分離過程總是伴隨著液滴粒徑分布不斷變化以及液滴、液膜相互作用的動態(tài)行為，主要表現(xiàn)為液滴破碎行為、液膜破碎行為、液滴與液膜撞擊吞噬破碎行為。但值得說明的是，這些破碎行為只是氣液分離過程中液滴被壁面捕集聚結(jié)成液膜的衍生伴隨行為以及液膜表面的剪切破碎行為，而液滴被壁面捕集聚結(jié)成液膜的動態(tài)行為占主導(dǎo)地位，才保證了氣液分離有效進(jìn)行。故整個氣液分離有效過程可以理解為：液相“捕集—破碎—再捕集—再破碎”的良性循環(huán)機(jī)制，即在合適的入口氣速范圍內(nèi)，在忽略微小液滴逃逸的情況下，液相捕集量遠(yuǎn)大于破碎量，才會在一次次上述循環(huán)過程中完成氣液分離過程。但當(dāng)入口氣速過大時，則破碎行為占據(jù)主導(dǎo)地位，即液相破碎量大于捕集量，破碎生成的子液滴發(fā)生大量逃逸現(xiàn)象，氣液分離過程惡化。

4 結(jié) 論

本文從液滴粒徑分布、液滴、液膜的動態(tài)行為角度對旋流管的氣液分離過程中液相動態(tài)行為進(jìn)行了可視化研究，主要結(jié)論如下：

(1) 旋流管具有結(jié)構(gòu)參數(shù)梯度的兩級導(dǎo)葉可實現(xiàn)對不同粒徑液滴的分級分離。一級導(dǎo)葉可在入口氣速范圍較廣的情況下不論入口液滴粒徑的分布組成如何，均可實現(xiàn)對粒徑d50＞ 16 μm的液滴實現(xiàn)有效分離；在實驗條件下，旋流管可實現(xiàn)液滴中位粒徑d50=5.26 μm液滴群的有效分離。

(2) 當(dāng)入口氣速v ＜ 6 m?s-1，氣流攜帶液滴進(jìn)入旋流管內(nèi)的量少，氣流剪切作用弱，在壁面無法形成連續(xù)液膜，分離出的液體以大液滴的形式沿旋流管壁面逆流排出，隨著入口氣速在合理范圍不斷增加，可在壁面形成液膜，液膜沿壁面逆流排出，在實驗條件下，可達(dá)到99.82%的分離效率，出口處的液滴逃逸量僅為 35 mg?m-3。

(3) 當(dāng)入口氣速v ＞ 17.5 m?s-1時，由于氣流的強(qiáng)大剪切作用，液膜在壁面形成類似“DNA螺旋結(jié)構(gòu)”的“螺旋液帶”，“螺旋液帶”螺旋上升至排液側(cè)縫，進(jìn)入集液室，旋流管以順流排液方式實現(xiàn)氣液分離。

(4) 旋流管氣液分離過程可理解為：液相“捕集—破碎—再捕集—再破碎”的良性循環(huán)機(jī)制。

(5) 在旋流管中，參與離心分離過程的液滴多數(shù)為液滴、液膜動態(tài)演化行為過程中產(chǎn)生的“子液滴群”，而不全是進(jìn)入旋流管中的“初始液滴群”。即“子液滴群”和“初始液滴群”共同制約分離效率。

符號說明：

A — 入口粒徑測量位置

B — 一級導(dǎo)葉出口測量位置

C — 出口粒徑測量位置

Cd— 曳力系數(shù)

d — 液滴粒徑，μm

d50— 液滴中位粒徑，μm

pspray— 霧化壓力，MPa

Q — 霧化體積流量(噴淋量)，L?h-1

Red— 液滴雷諾茲數(shù)

v — 入口氣速，m?s-1

vd— 液滴速度，m?s-1

vg— 氣相速度，m?s-1

We — 韋伯?dāng)?shù)

Wec— 臨界韋伯?dāng)?shù)

φB— 各粒徑區(qū)間液滴體積分?jǐn)?shù)，%

μg— 氣體動力黏度，Pa·s

σ — 表面張力，N?m-1

ρd— 液滴密度，kg?m-3

ρg— 氣體密度，kg?m-3

τd— 液滴弛豫時間，s

下標(biāo)

50 — 液滴累計粒度分布達(dá)到50%

c — 臨界值

d — 液滴

g — 氣相

spray — 噴霧