兩級組合式除霧器的分離性能分析

王澤龍，王建軍，劉宏宇

（中國石油大學(華東)新能源學院，山東青島266580）

隨著工業的飛速發展，環境污染問題日益凸顯，其中，主要由煤燃燒產生的SO2是空氣污染的主要成分。各燃煤電廠為控制SO2等空氣污染物排放，執行國家環保政策，廣泛采用了脫硫技術，其中大部分火電廠采取了石灰石-石膏濕法脫硫工藝（WFGD）[1-2]。由于脫硫劑噴淋的作用，脫硫塔內會形成大量粒徑不等的漿液霧滴，若直接排入大氣，會在火電廠周邊地區造成“石膏雨”現象[3-6]。因此，各大燃煤電廠在脫硫系統中使用除霧器來減少煙氣中的霧滴攜帶，其性能好壞直接影響到脫硫系統的能耗損失及穩定運行[7-9]。

目前在工業上廣泛采用的是板式除霧器，如折流板式、旋流板式除霧器等[10-12]。近年來，學者們主要利用數值模擬手段對其進行研究[13-16]，實驗研究相對較少。Estakhrsar 等[17]對折線形除霧器的液滴脫除效率和壓降進行數值模擬研究；滕建鑫等[18]研究了慣性除霧器的分離規律并通過數值模擬方法進行結構優化；王文燕等[19]采用在折流板前加鈍體的方法來使除霧器內渦流增強，通過數值模擬和實驗方法對改進前后的除霧器進行對比分析，發現改進后除霧器對30μm以下霧滴的脫除效率有了很大提高；郭欣欣等[20]對脫硫裝置用旋流板式除霧器兩相流過程及除霧效果進行了數值模擬分析。總體上，前人的研究多集中于單級板式除霧器性能分析，鮮有多級、多板形組合式除霧器研究及相互間性能對比分析。

本文針對上述問題，加強不同板形除霧器的優勢互補，對兩級旋流式、組合式、兩級折流式3種除霧器開展性能研究。通過數值模擬方法分析除霧器內部流場特征，進而搭建實驗平臺，結合高速攝影技術對液滴在除霧器內部運動行為進行分析，最后對除霧器分離性能進行實驗研究，從壓降損失、分離效率、出口液滴粒徑等方面展開對比分析，為工程開發高效組合式除霧器提供參考。

1 數學模型與數值模擬結果

1.1 幾何模型

實際脫硫塔內部為管束式除霧分離裝置，每根單管的入口截面速度、含液率等工況條件基本相同，因此單管的分離性能是影響整體分離性能優劣的關鍵。本文按實際尺寸1∶1建立單管研究模型，模型筒體高1.8m，內直徑480mm。本文研究中所涉及的折流板、旋流板基本分離元件三維結構如圖1 所示，其中折流板除霧器，高度170mm，板厚3mm，板間距30mm，夾角分別為120°、99°，除霧器外直徑470mm；旋流板采用直板導葉式旋流板，板厚3mm，除霧器外直徑470mm，高度為135mm，葉片數18，葉片傾角40°、45°（葉片中平面與水平面夾角），內圓柱盲板直徑160mm。

本研究中包括3種形式的除霧器：兩級折流式除霧器第1 級折流板夾角為120°，第2 級夾角為99°；兩級旋流式除霧器第1 級旋流葉片傾角為45°，第2 級傾角為40°；組合式除霧器第1 級選擇夾角為120°的折流板，第2 級選擇葉片傾角為40°的旋流板，以組合式為例，其結構尺寸如圖2 所示。采用ICEM CFD 對3 種形式除霧器進行混合網格劃分，除霧段采用非結構化網格，非除霧段采用結構化網格，經網格無關性驗證后，網格數量控制在230萬左右。

圖1 基本分離元件結構

圖2 組合式除霧器結構尺寸（單位：mm）

1.2 湍流模型與計算條件

除霧器內部為三維復雜流場，湍流模型選用適合計算強旋流、精度滿足要求、計算量相對較小的RNGk-ε模型[21]。在計算時假定除霧器內部流動為不可壓縮流體的定常三維流動[20]，氣相介質為20℃空氣，密度為1.205kg/m3，動力黏度為1.81×10-5kg/(m·s)，入口截面速度為4.5m/s，出口表壓為0，操作壓力為101325Pa。

1.3 氣相流場模擬結果分析

如圖3 所示為入口截面速度為4.5m/s 時，3 種形式的兩級除霧器氣相速度云圖。可以看出，兩級折流式除霧器內部流體速度整體變化較為平緩，第2級折流板由于夾角變小，流體流過板片通道速度增加明顯，氣流攜帶能力增強。

對于兩級旋流式除霧器，流體以相對穩定的速度流動至導葉迎風側，由于導葉內圓柱的阻擋作用，靠近導葉內圓柱附近出現流體的低速區。流體流經導葉區域，由于流通面積減小，導致流體速度增大，導葉區域為高速區；由于導葉的“造旋”作用，流體被“甩”向筒體壁面，出現近壁面區域流體速度大，中心區域速度小的分布，并且在中心存在速度極小值的區域。當流體流出第1 級導葉后，以螺旋上升形式進入第2級導葉，使除霧器整體呈現四周高速區中心低速區的分布。

圖3 入口截面速度4.5m·s-1時除霧器內部氣相速度云圖

對于組合式除霧器，流體經過第1 級折流板，將實現慣性預分離效果，速度出口較為平緩，進入第2 級旋流板后，速度迅速增大，離心力迅速增強，將做旋轉運動攜帶液滴至筒體壁面，形成前述分析所述的旋流板速度場分布特征。

2 實驗系統與實驗結果分析

2.1 實驗系統與分析方法

在實驗過程中，氣相介質為常溫空氣，液相為常溫狀態下的水[22]。實驗系統流程如圖4 所示，其中動力系統采用高壓離心引風機，風量調節區間為0～4144m3/h；噴淋系統采用進口內徑為0.05m 的120°單相空心錐噴嘴，噴淋量范圍為6.188～13.67m3/h，噴淋液滴與氣相形成逆流接觸以模擬脫硫吸收塔內真實工況，通過控制加液泵液相流量與風量之間比值來控制液氣比[23]；含液率測量采用等動采樣測量法，計算除霧效率；粒徑分布采用歐美克DP-02 激光粒度儀測量，儀器位置控制在實驗筒體兩側約200mm 處；壓降測量采用希瑪AS510式微壓差計；采用西努光學i-SPEED 720高速攝影機對除霧器內液滴運動狀態進行捕捉。

分離效率采用等動取樣法對除霧器入口、出口進行測量，如圖4所示，在保證與模型筒體內氣相流速相同的情況下通過真空泵對筒體內氣液兩相進行抽吸，一般抽取氣量在2m3，液相通過采樣器內濾筒和濾芯進行采集，氣相流量通過電磁流量計進行測量。圖5為采樣器，采樣器由漸變采樣嘴、采液穩定段、擴張減緩段、集液室、一級采液濾芯、二級采液濾筒組成。

含液率以式(1)計算。

圖4 實驗系統

圖5 采樣器

式中，H為氣相含液率，g/m3；m0為采樣前采樣器質量，g；m1為采樣后采樣器質量，g；Q0為采樣前電磁流量計讀數，m3；Q1為采樣后電磁流量計讀數，m3。

除霧器的總效率以式(2)計算。

式中，η為除霧器分離效率，%；Hin為除霧器進口含液率，g/m3；Hout為除霧器出口含液率，g/m3。

2.2 除霧器內部液滴動力學分析

折流板分離原理在于液滴受慣性力的作用撞擊曲折的葉片而被捕集，圖6為通過高速攝影技術對液滴在折流板中運動畫面捕捉，可以看出，液滴運動狀態與基本分離過程相符，結合圖3折流板流體速度云圖來看，液滴受氣流的攜帶作用運動至葉片迎風面而被捕集，累積形成液膜，從而實現除霧分離效果，但當入口截面速度不斷增大時，氣流將剝落液膜再次攜帶液滴逃逸，造成分離效果惡化。

旋流板分離原理在于液滴受離心力作用甩向壁面而被捕集，圖7為高速攝影技術對液滴在旋流板中運動畫面捕捉，進入旋流板葉片通道的液滴一部分直接撞擊到導葉外邊緣迎風側，另一部分隨旋轉氣流上升，向葉片斜上方邊緣運動，最后以接近葉片傾角角度向壁面運動，結合圖3旋流板流體速度云圖來看，導葉區域是高速區，液滴將加速運動最終甩向筒體壁面形成液膜被捕集；結合文獻[24]分析來看，流體由于旋流板葉片的導流作用而產生旋轉向外的速度，越靠近板片外緣則速度越大，流體從葉片外緣離開直接沖向壁面，液滴實際運動情況與其分析描述相一致。

圖6 高速攝影技術對液滴在折流板中運動畫面的捕捉

圖7 高速攝影技術對液滴在旋流板中運動畫面的捕捉

2.3 兩級組合式除霧器性能分析

2.3.1 兩級組合式除霧器阻力特性分析

圖8為除霧器壓降變化曲線圖，可以看出在低氣速2m/s時，3種形式除霧器壓降較為接近；隨著入口截面速度增加，3 種除霧器壓力損失逐漸增大，且差距不斷擴大；對于兩級旋流式和組合式除霧器，在入口截面速度3.2m/s和4.9m/s時，壓降增速產生波動，出現兩次提升。整體來看，當入口截面速度從2m/s 增加至6.1m/s 時，兩級折流式除霧器壓降為132Pa，由于引入旋流分離元件，在強旋流場的作用下組合式除霧器壓降增至211Pa，但仍遠低于兩級旋流式除霧器319Pa的壓降。

圖8 兩級組合式除霧器的壓降隨入口截面速度變化曲線

2.3.2 兩級組合式除霧器分離效率分析

（1）入口截面速度對分離效率的影響 圖9為入口液氣比固定在3.66L/m3的情況下，除霧器分離效率隨入口截面速度變化的曲線圖，可以看出當入口截面速度低于4.5m/s 時，3 種形式除霧器分離效率均接近100%，當氣速從5.7m/s逐漸增加至6.1m/s時，組合式除霧器分離效率低于80%，兩級旋流式除霧器仍保持較高分離效率，而兩級折流式除霧器分離作用基本失效。原因在于，結合圖6液滴在折流板內運動行為來看，兩級折流式除霧器臨界氣速偏低，當氣速超過臨界氣速，一方面被分離下來的液滴重新被氣流夾帶上升，另一方面折流板壁面捕集的液膜被剝落，破碎產生更多細小液滴，導致慣性力減小，速度弛豫時間減小，更容易由氣流攜帶逃逸；兩級旋流式除霧器由于較高的臨界氣速使得分離效率下降相對較小，聯系圖3除霧器流場分布與圖7液滴運動行為，其下降原因主要是導葉區域和筒體近壁面區域為高速區，氣流剝離板片液膜和筒體壁面液膜而再次夾帶液滴逃逸。

圖9 兩級組合式除霧器的分離效率隨入口截面速度變化曲線

（2）液相流量對分離效率的影響 圖10為除霧器分離效率隨液相流量變化曲線，隨液相流量增大，除霧器分離效率呈現下降趨勢。其原因一方面是液相流量增加，氣體持液量增大，導致除霧器負荷增加，需要分離的液相增多，結合圖6和圖7液滴運動行為來看，折流板、旋流板板片及筒體壁面液膜厚度均增加，氣流攜帶液滴產生二次夾帶可能性增加；另一方面液相流量增加，氣液兩相運動加劇，夾帶的液滴破碎成小液滴可能性增加，不利于分離。從圖10(a)看出，在5.3m/s氣速下3種除霧器分離效率受液相流量影響并不大，當液相流量從6.2m3/h 逐步增加至13.7m3/h，3 種形式除霧器分離效率下降率均低于4%。從圖10(b)看出，在高氣速6.1m/s 下，3 種形式的除霧器分離效率隨液相流量增加下降較為明顯，兩級折流板式除霧器分離作用基本失效，組合式除霧器分離效率降幅接近20%，兩級旋流式除霧器分離效率仍維持在較高水平，結合圖9來看，在高氣速、高液相流量下兩級旋流式除霧器分離效率受影響最小。

圖10 兩級組合式除霧器的分離效率隨液相流量變化曲線

2.3.3 兩級組合式除霧器出口液滴粒徑分析

圖11 組合式除霧器出口液滴中位粒徑隨入口截面速度變化曲線

（1）入口截面速度對出口液滴粒徑的影響 圖11為入口液氣比固定在3.66L/m3的情況下，組合式除霧器出口液滴中位粒徑隨入口截面速度變化曲線。可以看出，當入口截面速度小于5.7m/s時，組合式除霧器出口液滴中位粒徑呈現先減小后增大的變化趨勢，但始終低于入口液滴中位粒徑，同時小于其余兩種形式除霧器，其對小粒徑液滴分離效果顯著；兩級折流式除霧器呈現緩慢上升趨勢，兩級旋流式除霧器則是先增大后減小的緩慢變化趨勢。當入口截面速度高于5.7m/s 時，3 種除霧器變化顯著，兩級折流式和組合式由于超過臨界氣速，第1級折流板分離性能急劇惡化，其出口產生大量液滴逃逸，同時氣流夾帶大粒徑液滴增多，進入第2級折流板或旋流板后，造成分離效果惡化，出口液滴中位粒徑驟增。對于兩級旋流式，其出口液滴中位粒徑變化相對平穩，結合圖9也再次證明了其在高氣速下適應性較強。

（2）液相流量對出口液滴粒徑的影響 圖12為兩級組合式除霧器出口液滴中位粒徑隨液相流量變化的曲線，可以看出，在同一風速4.9m/s下，入口液滴中位粒徑隨液相流量增加呈減小趨勢，3種除霧器出口中位粒徑隨液相流量增大總體呈現下降趨勢，且其中組合式出口液滴中位粒徑仍居于最低水平。聯系圖10，發現入口液滴中位粒徑隨液相流量增加而變小，小粒徑液滴占比逐漸增加，也是導致除霧器分離效率隨液相流量增加而下降的原因之一。

圖12 組合式除霧器出口液滴中位粒徑隨液相流量變化曲線

3 結論

（1）液滴在折流板內主要受慣性力的作用撞擊葉片累積成液膜而被捕集，在旋流板內向葉片斜上方邊緣運動，以接近葉片傾角角度甩向壁面形成液膜被捕集。

（2）三種除霧器壓降從小到大依次是：兩級折流式、組合式、兩級旋流式，隨著入口截面速度增加，壓降損失均逐漸增大，且差值不斷增加，當入口截面速度達6.1m/s 時，三者壓降依次為132Pa、211Pa、319Pa。

（3）當入口截面速度低于5.7m/s時，兩級旋流式、組合式除霧器分離效率均接近100%，但兩級折流式除霧器對高氣速適應性較差，入口截面速度增加至6.1m/s時，已失去分離效果。當液相流量從6.2m3/h 逐步增加至13.7m3/h，在5.3m/s 氣速下3 種形式除霧器分離效率下降率均低于4%；在高氣速6.1m/s 下，3 種形式的除霧器分離效率隨液相流量增加下降較為明顯，兩級折流板式除霧器分離作用基本失效，兩級旋流式除霧器在高氣速、高液相流量下適應性最強。

（4）當入口截面速度小于5.7m/s時，組合式除霧器出口液滴中位粒徑始終低于入口液滴中位粒徑，同時小于其余兩種形式除霧器，其對小粒徑液滴分離效果顯著；在入口截面速度4.9m/s時，當液相流量從6.2m3/h逐步增加至13.7m3/h時，3種除霧器出口液滴中位粒徑隨液相流量增大總體呈現下降趨勢，其中組合式出口液滴中位粒徑仍居于最低水平。

綜上所述，當入口截面速度控制在5.7m/s 以內，組合式除霧器實現了折流板低壓降和旋流板高分離的優勢互補，壓降損失、分離效率及對小粒徑液滴分離能力顯著，今后可對其著重開展進一步研究。