劉麗艷，趙晨光

(天津大學化工學院，天津 300072)

除霧器在工業(yè)上有著廣泛的應用，其性能往往是影響整個系統(tǒng)可靠、連續(xù)運行的關鍵因素[1]。除霧器種類很多，用的較多的包括折板除霧器、絲網(wǎng)除霧器、旋流板除霧器等。工程上對除霧器的研究主要是為了提高其性能，而評價性能的主要參數(shù)是分離效率和進出口壓降[2]，其中流場對兩者的影響是非常明顯的，所以對除霧器內部流場的研究也至關重要，同時入口處的粒徑分布通常用R-R分布表示[3]。

折板除霧器內流場較為復雜，實驗只能對其性能進行粗略測量，而且花費大、耗時長[4]。但是數(shù)值模擬方法卻可以快速得到結果[5]，進行大量的參數(shù)分析，所以近年來數(shù)值模擬研究除霧器是一個整體趨勢，可以用來用來改善分離效率、降低壓降。折板除霧器是依靠慣性碰撞的原理收集小液滴[6]，近年來，為了提高捕集性能，常常在通道內引入輔助捕集結構[7]。

擬采用Fluent6.3對帶與不帶輔助捕集結構的折板除霧器內氣相流場進行數(shù)值模擬。通過對比引入液滴輔助捕集結構前后流場變化、改變高度尺寸，研究流場分布規(guī)律和高速、氣速對壓降的影響，為除霧器的設計提供指導。

1　模擬方法

本論文研究流場和壓降，由之前的研究表明，引入液滴后對流場和壓降的影響并不明顯，工程應用上可以不計[8]。所以模擬時只考慮氣相流場，采用SSTk-ω模擬氣相的湍流運動[7]，進而獲得效率和壓降。

1.1　模型假設

折板除霧器折板間的氣液兩相流動是一種非常復雜的流動，對其的模擬研究通常是建立在一些適當?shù)募僭O的基礎之上。由于氣速較低，可將氣體視為不可壓縮氣體；簡化流場為二維流動；視氣流為定常流動；不考慮傳熱，只考慮傳質[9]。

1.2　數(shù)值模擬

1.2.1邊界條件

連續(xù)相采用空氣，密度1.1 kg/m3，動力黏度為1.954×10-5Pa·s[5]。氣相進口速度2～5 m/s，且在進口截面均勻分布，湍流度為0.05，取進口處水力直徑為通道特征長度S。壓力出口為標準大氣壓。壁面應用黏性流動無滑移條件、絕熱，靜止無變形[10]。

1.2.2計算區(qū)域

折板除霧器幾何結構如圖1所示，水平布置。本研究只考慮單個通道情況下的流動和除霧情況，各參數(shù)值見表1[11]。

1.2.3網(wǎng)格劃分

經(jīng)過多次的嘗試，模擬采用結構化和非結構化結合的網(wǎng)格，壁面和直線通道處為四邊形網(wǎng)格，轉彎處為三角形網(wǎng)格；壁面和轉彎處網(wǎng)格局部加密，每級通道的網(wǎng)格數(shù)目控制在3萬左右。

圖1　帶液滴輔助捕集結構的折板除霧器結構圖Fig.1　The structure of the wave-plate mist eliminator with auxiliary capture

S/mmL0/mml/mmβ/(°)L/mmS*/mmα/(°)254444.39083.7917.6890

注：h取0.35S*、0.48S*和0.60S*mm。

1.2.4模擬工況

不考慮l的變化對性能的影響，只考慮h改變對性能的影響[11]。h大小分別取0.35S*、0.48S*和0.60S*，圖1除霧器的結構中的3個輔助捕集結構高度均可取3個值，所以可得到27種組合方式，本研究取其中的8組，見表2。

表2　不同捕集結構高度組合

注：第8組不帶液滴輔助捕集結構。

2　模擬預測結果及分析

2.1　網(wǎng)格獨立性研究

在模擬研究前，通常為了節(jié)約計算時間和提高網(wǎng)格準確性，需要進行網(wǎng)格獨立性分析。對表2中的第5組除霧器結構進行不同的網(wǎng)格劃分，取網(wǎng)格數(shù)目分別為18萬、12萬和7萬，進而得到粒徑為4.4 μm的分離效率。如圖2所示。

圖2　網(wǎng)格獨立性分析Fig.2　The analysis of grid independence

由圖2可知，3者的效率差別較小，12萬的網(wǎng)格就可以滿足精度要求，而且可以減少模擬的計算量。

2.2　實驗驗證

在2 和4 m/s進口氣速下，采用第14組結構尺寸，模擬結果與實驗數(shù)據(jù)[4]進行比較。如圖3所示，液滴直徑在5 μm以上，本論文中模擬結果與實驗趨勢基本吻合。圖3中，可以看出4 m/s的情況下，模擬和實驗吻合的很好，證明本研究建立的模型可用于模擬折板除霧器內的流場和壓降。

2.3　不同氣速下的流場分析

為了比較引入捕集結構對高速區(qū)和低速區(qū)的影響，按照捕集液滴能力劃分，通道內氣速在0～3 m/s的區(qū)域為低速區(qū)，氣速大于5 m/s的區(qū)域為高速區(qū)。

在2 m/s的進口氣速下，考慮第5組和第8組的結構，不帶捕集結構和帶捕集結構的折板除霧器的流場如圖4a)和圖4b)所示。不帶捕集結構的情況下，通道內所能達到的最大氣速為7.32 m/s，出現(xiàn)在第2個和第3個轉彎之后靠近對側壁面處，同時這一側也形成了高速區(qū)，占直通道寬度的一半。而另一側則為低速區(qū)，壁面最大氣速約為1.5 m/s左右，且轉彎處的外側氣速最大0.35 m/s，這些區(qū)域的湍流都很微弱，液滴碰撞并不劇烈，所以分離效率較低。

圖3　實驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)對比Fig.3　The contrast between experimental data and simulation result

圖4　不同氣速下折板除霧器內氣相流場圖Fig.4　The gas flow field in the wave-plate mist eliminator at different entrance speed

引入捕集結構后，2 m/s的流場如圖4b)所示。最大氣速出現(xiàn)在第2個、第3個以及第4個捕集結構之后的部位，為8.97 m/s。高速區(qū)的面積要比不帶捕集結構時增大，而且湍流度明顯提高。就連出口水平通道壁面附近的氣速也增加了大約1倍，而且轉彎處的超低速區(qū)明顯減小，此區(qū)域氣速增加。

在4 m/s的進口氣速下，不帶捕集結構和帶捕集結構的折板除霧器的流場如圖4c)和圖4d)所示。不帶輔助捕集結構的情況下，最大氣速為14.8 m/s，往往出現(xiàn)在第2、3個轉折之后的回流區(qū)內，第1轉折處后的回流區(qū)的最大氣速為12.58 m/s，且第3個轉折之后的最大氣速區(qū)要明顯大于第2個，面積大約為其的2倍。在第1個直通道內的氣速近似均勻分布，且數(shù)值不大，所以收集的液滴有限，在經(jīng)過了隨后的轉折處之后流場分布變得復雜，說明更有利于液滴的碰撞。這種情況下，由模擬可知，最小氣速出現(xiàn)在每個轉折的外側區(qū)域和最大氣速下游的回流區(qū)，前者大約占了1/3的轉折處的通道寬度，通常這個區(qū)域的氣速要小于1 m/s，后者大約占了直通道的2/5面積，由于氣速過低，說明此處的壁面基本不發(fā)生液滴碰撞而被收集，不帶捕集結構的折板除霧器的有效捕集壁面只為對側的壁面。

由圖4d)可知，引入捕集結構之后通道內的流場變得更加不規(guī)則，最大氣速出現(xiàn)第2個、第3個及第4個轉折處的捕集結構之后，為18.57 m/s，然后距離捕集結構越遠速度越小，直到碰到對側的壁面，氣速又再一次變大。由于引入了捕集結構，之前不發(fā)生捕集的壁面在轉折處也產(chǎn)生了高速區(qū)，最大氣速達到了4.64 m/s，此側壁面附近的氣速也較不帶捕集結構增加了大約1倍，所以說明捕集面積變大，其面積大約占直通道一半，而且之前的小于1 m/s的超低速區(qū)面積也減小，且氣速值變大。第1個捕集結構迎著氣流面的氣速很小，屬于低速區(qū)，很少發(fā)生液滴的捕集，之后的3個捕集結構的迎風面氣速明顯增加，最大達到4 m/s以上，最小也有3.5 m/s，加上此處的特殊的回轉結構，很有利于液滴的收集。所以引入捕集結構之后，除了原有的捕集壁面外，還有對側的部分，特別是安裝捕集結構后的轉折處對側壁面，均可以大量收集液滴。

2.4　壓降分析

因為在模擬過程中，引入液滴相對壓降的改變并不明顯，所以假設氣相流場中測出的壓降值等于加入液滴相后的通道的壓降值。接下來，為了得到壓降隨著各級捕集結構高度的變化規(guī)律，同時為了得到氣速對壓降的影響，模擬了2、3、4和5 m/s氣速下不同捕集結構高度下壓降的數(shù)值。結果見圖5。

圖5a)表示在不同氣速下，進出口總壓降隨著第一級捕集結構高度變化的曲線圖。首先從圖5中可以看出，隨著氣速的增加，相同的捕集結構高度條件下，壓降改變量越來越大。而且氣速較低時，壓降隨著高度系數(shù)變化曲線的斜率很小，隨著氣速的增加，曲線的斜率明顯增加；同時，在相同的進口氣速下，液滴輔助捕集結構高度越高，曲線的斜率越大，說明壓降隨著液滴輔助捕集結構高度的增加而增加的趨勢越明顯。

圖5　不同氣速下壓降的變化曲線Fig.5　The variation of the pressure drop at different entrance speed

圖5b)表示在不同氣速下，總壓降隨著第2級捕集結構的高度變化的曲線圖。與圖5a)相比較，在2和3 m/s的進口氣速下，在各液滴輔助捕集結構高度下壓降的值較為接近，但是隨著氣速增加，達到4 和5 m/s時，相同的液滴輔助捕集結構高度下，第1級的壓降要更大，說明壓降對第1級的液滴輔助捕集結構高度改變更加敏感。隨著氣速的增加，壓降的改變值與第1級的相近，同樣隨著氣速的增加，同樣的液滴輔助捕集結構高度下，壓降改變量越來越大。但是與第1級不同的是，同一進口氣速下，隨著液滴輔助捕集結構高度系數(shù)的增加，進出口總壓降增加越來越緩慢，圖中曲線的斜率減小。

圖5c)表示在不同氣速下，壓降隨著第3級捕集結構的高度變化的曲線圖?？梢钥闯鰜?，圖5c)和圖5a)的變化規(guī)律和壓降改變量均相似，所以即使在不同氣速下，第1級和第3級的捕集結構高度對壓降的影響也近似。

3　結論

采用計算流體力學方法模擬并分析折板除霧器內的流場和壓降情況，通過對比引入液滴輔助捕集結構前后的流場和壓降而得到以下初步結論。

首先，研究分析2和4 m/s進口氣速下不帶捕集結構、帶捕集結構的除霧器的流場圖，得到最大氣速值，變化情況及其分布區(qū)域，還有通道內高速區(qū)和低速區(qū)面積、分布規(guī)律等。隨著引入捕集結構，最大氣速值及其區(qū)域變大，高速區(qū)面積變大，低速區(qū)面積減小，為進一步了解除霧器給出了直觀的圖形基礎。

其次，研究了不同氣速下總壓降隨著各級捕集結構高度變化的規(guī)律。分為3個小部分，代表各級高度的影響。可以得到結論：第1級、第3級捕集結構壓降隨高速的變化規(guī)律相似，均是曲線的斜率逐漸增加，并且同樣高度下，改變氣速導致的壓降改變量接近，且均隨著氣速增加而增加。相反，壓降隨第二級捕集結構高度變化曲線的斜率逐漸減小；改變量的趨勢相同，但是絕對值較小。

參考文獻：

[1]金定強. 脫硫除霧器設計[J]. 電力環(huán)境保護, 2001, 17(4): 16-18

Jin Dingqiang. The design of the mist eliminators in FGD[J]. Electric Power Environmental Protection, 2001, 17(4): 16-18(in Chinese)

[2]Wang Y, James P W. The calculation of wave-plate demister efficiencies using numerical simulation of the flow field and droplet motion[J]. Institution of Chemical Engineers, 1998, 76: 980-985

[3]劉麗艷, 楊靜, 孔慶森, 等. 空氣霧化噴嘴的液滴霧化性能實驗研究[J]. 化學工業(yè)與工程, 2013, 30(3): 60-65

Liu Liyan, Yang Jing, Kong Qingsen,etal. The experimental study of the droplets atomization performance in the air atomizer spray nozzle[J]. Chemical Industry and Engineering, 2013, 30(3): 60-65(in Chinese)

[4]劉麗燕, 孔慶森, 譚蔚. 折流板除霧器力學性能數(shù)值模擬研究[J]. 高?；瘜W工程學報, 2014, 28(3): 477-482

Liu Liyan, Kong Qingsen, Tan Wei. The numerical simulation of the mechanical behavior in the wave-plate mist eliminator[J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2014, 28(3): 477-482(in Chinese)

[5]姚杰, 仲兆平, 周山明. 濕法煙氣脫硫帶鉤波紋板除霧器結構優(yōu)化數(shù)值模擬[J]. 中國電機工程學報, 2010, 30(14): 61-67

Yao Jie, Zhong Zhaoping, Zhou Shanming. The numerical simulation and structure optimization of the wave-plate mist eliminator in WFGD[J]. Proceedings of the CSEE, 2010, 30(14): 61-67(in Chinese)

[6]James P W, Azzopardi B J, Wang Y,etal. A model for liquid film flow and separation in a wave-plate mist eliminator[J]. Chemical Engineering Research and Design, 2005, 83: 469-477

[7]Chiara G, Elisabettai B, Leonardo T. A numerical model for gas flow and droplet motion in wave-plate mist eliminators with drainage channels[J]. Chemical Engineering Science, 2008, 63: 5 639-5 652

[8]Rafee R, Rahimzadeh H, Ahmadi G. Numerical simulations of airflow and droplet transport in a wave-plate mist eliminator[J]. Chemical Engineering Research and Design, 2010, 88: 1 393-1 404

[9]Zamora B, Kaiser A S. Comparative efficiency evaluations of four types of cooling tower drift eliminator by numerical investigation[J]. Chemical Engineering Science, 2011, 66: 1 232-1 245

[10]孫志春. 鼓泡脫硫塔除霧器除霧特性數(shù)值研究及實驗驗證[J]. 中國電機工程學報, 2010, 30(8): 68-75

Sun Zhichun. The numerical simulation and Experimental verification of the separation performance in the demister of bubbling desulfurization tower[J]. Proceedings of the CSEE, 2010, 30(8): 68-75(in Chinese)

[11]Mohammad H, Hamedi E, Roohollah R. Effect of drainage channel dimensions on the performance of wave-plate mist eliminators[J]. Korean J Chem Eng, 2013, 30(6): 1 301-1 311