黃彬杰，袁希鋼*

(1.天津大學化工學院，天津 300072; 2.化學工程聯(lián)合國家重點實驗室，天津 300072)

氣液分離器廣泛應(yīng)用于石油、化工以及天然氣加工等行業(yè)，它將氣體中的霧沫分離開，從而減少因霧沫夾帶導(dǎo)致的返混以提高效率，改善操作，同時凈化尾氣，減少大氣污染等。

在各種類型的商業(yè)化氣液分離器中，絲網(wǎng)除沫器是使用范圍最廣泛的[1]。因為絲網(wǎng)除沫器結(jié)構(gòu)簡單體積小，除沫效率高，阻力小，質(zhì)量輕，安裝、操作、維修方便，用于氣液分離裝置中可有效控制氣體夾帶的液滴量，保證傳質(zhì)效率，降低有價值物料的損失。盡管絲網(wǎng)除沫器已經(jīng)廣泛應(yīng)用于各種工業(yè)生產(chǎn)中，但是關(guān)于絲網(wǎng)除沫器的工業(yè)設(shè)計目前依然依賴于Souders和Brown在20世紀30年代提出的基本原理[2]，能夠參考的數(shù)據(jù)和文獻十分有限[3-7],且絕大部分是研究多層式結(jié)構(gòu)[8-9]，對于纏繞式結(jié)構(gòu)的研究幾乎沒有報道。因此十分有必要對纏繞式絲網(wǎng)除沫器進行深入研究。

本研究采用多種不同結(jié)構(gòu)的纏繞式絲網(wǎng)除沫器，利用空氣-水物系進行基礎(chǔ)性實驗研究，考察氣速、絲網(wǎng)除沫器的比表面積、絲徑以及除沫器床層厚度對分離效率的影響，同時建立相應(yīng)的數(shù)學模型，并將數(shù)學模型的計算結(jié)果與實驗結(jié)果進行比較，以期為纏繞式絲網(wǎng)除沫器的工業(yè)設(shè)計提供可靠的依據(jù)。

1　實驗部分

實驗裝置及流程如圖1所示。實驗裝置主體外殼由有機玻璃制造，內(nèi)徑為200 mm。

圖1　實驗裝置流程圖Fig.1　Schematic diagram of experiment apparatus

實驗在標準環(huán)境條件(T=25 ℃，P=101.13 kPa)下進行。水經(jīng)過增壓泵7達到60 kPa壓力，經(jīng)轉(zhuǎn)子流量計6調(diào)節(jié)流量為45 L·h-1，進入超聲波噴嘴5；空氣壓縮機3提供350 kPa壓縮空氣，經(jīng)氣體流量計4調(diào)節(jié)流量為240 L·min-1，同樣進入超聲波噴嘴5。在噴嘴喉管處液體被高速壓縮空氣分散為細小霧滴，液滴被鼓風機8提供的氣流夾帶向上運動。鼓風機產(chǎn)生的氣體流量由渦街流量計9控制。

氣流中夾帶的大液滴因重力作用，脫離氣流，滴落至液體收集器10；非垂直運動的液滴與管壁碰撞，沉積于管壁上，向下流動，匯聚于液體收集器10；小液滴隨著氣流穿過絲網(wǎng)除沫器1，其中一部分液滴被絲網(wǎng)除沫器分離滴落至液體收集器2，另一部分液滴則隨著氣流由氣體出口逃逸。液體收集器2、10收集的液體待分離過程達到穩(wěn)定時，經(jīng)閥門排出并待排出流量恒定時收集液體，取樣時間為5 min，用電子天平對樣品進行稱重得到質(zhì)量分別為M2和M1。液體收集器2收集的液體包括除沫器分離的液滴以及液體收集器擋板分離的液滴，故進行空塔(不含絲網(wǎng)除沫器)實驗，得到相同氣速下液體收集器擋板分離的液體質(zhì)量m。實驗利用稱量法將噴嘴進口的液體體積流量換算為質(zhì)量流量，為了避免實驗誤差，測量5 min內(nèi)的平均質(zhì)量流量，分別測量5組平行樣，這5次測量的平均質(zhì)量流量差不超過2%時，其平均值即可作為本次實驗的液體進口質(zhì)量流量m0。因此可以得到取樣時間內(nèi)液體的總進料量M0。分離效率η按式(1)計算。

(1)

實驗中所采用的絲網(wǎng)除沫器的直徑為200 mm，制作材料為316 L不銹鋼，絲網(wǎng)除沫器的規(guī)格如表1所示。

表1　測量的除沫器的結(jié)構(gòu)參數(shù)

2　絲網(wǎng)除沫器的分離機理

當氣液兩相流通過絲網(wǎng)除沫器時，絲網(wǎng)阻礙氣流前進，使氣流多次改變運動速度和運動方向，這些改變引起液滴對絲網(wǎng)產(chǎn)生慣性碰撞、重力沉降、直接攔截、布朗擴散、靜電吸引等作用[10]而使液滴聚集。由于液滴粒徑一般大于1 μm，質(zhì)量極小，且大部分呈電中性，故Holmes等[11]認為絲網(wǎng)除沫器主要的分離機理為：慣性碰撞和直接攔截。

慣性碰撞是絲網(wǎng)除沫器最主要的分離機理。當液滴隨氣流以一定的速度垂直向金屬絲方向運動時，氣液兩相流受阻即需要改變運動方向以繞過金屬絲。密度較大的液滴由于慣性較大，不能同氣流一起及時改變運動方向，而是繼續(xù)保持直線運動，直到與絲網(wǎng)發(fā)生碰撞而被捕集，形成大液滴后自絲網(wǎng)滴落分離，這種分離方式稱為慣性碰撞分離。對于單根金屬絲的慣性碰撞分離效率通常與St有關(guān)[12-13]，即：

(2)

式(2)中ρl為液相密度(kg·m-3)，u為氣體表觀速度(m·s-1)，dd為液滴粒徑(m)，μg為氣體運動黏度(m2·s-1)，dw為金屬絲絲徑(m)。

直接攔截是氣流中的液滴粒徑較小或者氣速較低時，液滴的慣性較小，在突然改變方向時，液滴不能夠脫離氣流，而是隨著氣流一起繞過金屬絲。但如果液滴與金屬絲的距離足夠小時(液滴圓心與金屬絲的距離小于液滴的半徑)，液滴便能與金屬絲接觸從而被捕集。Chen[14]提出直接攔截的分離效率和液滴粒徑與金屬絲絲徑之比有關(guān)：

(3)

3　結(jié)果與討論

3.1　氣速的影響

圖2～4表示絲網(wǎng)除沫器分離效率隨氣速的變化。如圖所示，絲網(wǎng)除沫器的分離效率隨氣速的增大，呈現(xiàn)先增大后減小的變化。這是因為：1)在較低氣速下，只有小液滴能夠克服重力作用到達絲網(wǎng)除沫器，由于小液滴的慣性和粒徑較小，根據(jù)分離機理可知其慣性分離效率及直接攔截分離效率都較小，因此在較低氣速下分離效率較低；2)增加氣速可以增大液滴的運動速度及粒徑[15]，從而增大慣性碰撞分離效率和直接攔截分離效率，因此分離效率隨著氣速的增大而增大；3)當氣速增大到臨界值即分離效率達到最大值時，分離效率隨著氣速的增加迅速降低，這是由于在高氣速下，被絲網(wǎng)捕集而聚集的大液滴不能夠在重力的作用下滴落分離，而是附著在絲網(wǎng)壁上，這就造成除沫器內(nèi)液體大量積聚。當氣速繼續(xù)增大時，這些液滴就會重新被高速氣流夾帶出除沫器，從而造成分離效率迅速下降[10,14]，這種現(xiàn)象稱為二次夾帶。

Brunazzi和Paglianti[16]實驗測量了絲徑為0.27 mm，比表面積為267 m2·m-3，床層厚度為150 mm的絲網(wǎng)除沫器分離粒徑為3.5 μm的液滴的分離效率：當氣速為2 m·s-1時，分離效率為45%。當氣速降為1 m·s-1時，分離效率只有約14%。El-Dessouky[17]實驗測量了絲徑為0.28 mm，比表面積為148 m2·m-3，床層厚度為200 mm的絲網(wǎng)除沫器在氣速為1.26 m·s-1下分離粒徑為1～3 μm的液滴的分離效率，結(jié)果分別為38%、44%和49%。對比本研究實驗數(shù)據(jù)，表明本實驗在低氣速下的分離效率的測量結(jié)果是準確的。

3.2　比表面積的影響

圖2表示床層厚度為100 mm，絲徑為0.27 mm的絲網(wǎng)除沫器的比表面積對分離效率的影響。

圖2　不同氣速下比表面積對分離效率的影響Fig.2　Effect of surface area on the separation efficiency at different gas velocities

由圖2可見，在未發(fā)生二次夾帶的情況下，分離效率隨著比表面積的增加而增加。這是由于對于絲徑一定的絲網(wǎng)除沫器，比表面積增加導(dǎo)致其空隙率減小，即氣流通過的自由截面積減少，這將使氣流中液滴與絲網(wǎng)發(fā)生碰撞被捕集的概率增加，從而促進了液滴的分離，提高了分離效率[17]。此外，由圖2中可知，比表面積越大，發(fā)生二次夾帶的氣速越小，這是因為：比表面積越大，空隙率越小，絲網(wǎng)捕集的液滴就越多，即絲網(wǎng)除沫器內(nèi)的持液量越大，從而易發(fā)生二次夾帶。

3.3　絲徑的影響

圖3表示絲徑對分離效率的影響。測試的絲網(wǎng)除沫器的床層厚度均為100 mm，比表面積為212 m2·m-3。

圖3　不同氣速下絲徑對分離效率的影響Fig.3　Effect of wire diameter on the separation efficiency at different gas velocities

由圖3可見，在未發(fā)生二次夾帶前，絲徑越小，分離效率越大。這是因為：氣速一定時，絲徑越小，液滴粒徑與金屬絲絲徑之比就越大，由式(3)可知直接攔截分離效率也就越大。另外，從圖3中可以得出，氣速越低，絲徑對分離效率的影響越明顯，這是因為氣速越小，液滴粒徑也就越小，絲徑越小就越能捕獲小尺寸的液滴[18]，因此絲徑對分離效率的影響越明顯。但是當氣速較大時，絲徑對分離效率的影響較小，這是因為：當比表面積一定時，絲徑越小，空隙率越大，這將降低氣流中液滴與絲網(wǎng)發(fā)生碰撞被捕集的概率，不利于提高分離效率，而且氣速越大，空隙率的影響越明顯[15]，這就導(dǎo)致了在較大氣速下，絲徑對分離效率的影響很小。

3.4　床層厚度的影響

圖4表示絲網(wǎng)除沫器床層厚度對分離效率的影響。

圖4　不同氣速下床層厚度對分離效率的影響Fig.4　Effect of packing thickness on the separation efficiency at different gas velocities

由圖4可見，在未發(fā)生二次夾帶前，分離效率隨著絲網(wǎng)除沫器的床層厚度的增加而增加。這是因為床層厚度越大，氣流通過除沫器需要的時間就越長，氣流中的液滴與絲網(wǎng)發(fā)生碰撞的概率也就越大，從而提高了分離效率。

4　數(shù)學模型

根據(jù)實驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在未發(fā)生二次夾帶前，分離效率隨著氣速、絲網(wǎng)除沫器的比表面積、絲徑以及床層厚度的變化具有一定的規(guī)律。因此本研究根據(jù)實驗結(jié)果、纏繞式絲網(wǎng)除沫器的分離機理以及空間結(jié)構(gòu)建立了數(shù)學模型，擬合了預(yù)測發(fā)生二次夾帶之前的分離效率的數(shù)學模型，最后對比了模型計算值與實驗結(jié)果。

4.1　模型建立

雖然利用實際的幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)建立復(fù)雜的數(shù)學模型可以對事物進行更全面的描述，但是復(fù)雜的模型必定需要更加復(fù)雜的數(shù)值計算，而更加復(fù)雜的計算卻不能相應(yīng)地增加模型預(yù)測的準確性[16]。因此本研究根據(jù)纏繞式絲網(wǎng)除沫器的結(jié)構(gòu)特征，提出一個簡化模型(圖5)：將厚度為H的絲網(wǎng)除沫器分割為n層正方體網(wǎng)格單元，每個網(wǎng)格單元邊長為L，并假設(shè)：a)未發(fā)生二次夾帶；b)網(wǎng)格單元內(nèi)中沒有液體的積聚；c)氣體經(jīng)過每層網(wǎng)格后都進行均勻的再分布；d)每個網(wǎng)格單元分離效率相同。

圖5　網(wǎng)格模型Fig.5　Grid model

每個網(wǎng)格單元包含三根相互垂直且長度均為L的金屬絲，網(wǎng)格單元的特征長度L定義可由空隙率ε表示

(4)

故網(wǎng)格的特征長度L的表達式為：

(5)

網(wǎng)格單元層數(shù)n的定義式為：

(6)

若將式(1)定義的分離效率用液滴濃度表示，則有：

(7)

其中C0為進入第一層網(wǎng)格氣體中的液滴濃度，為了計算分離效率，我們必須知道分離后氣體中的液滴濃度Cn。若知道C0，根據(jù)之前的假設(shè)我們可以得到氣體經(jīng)過每層網(wǎng)格分離后的液滴濃度。

經(jīng)過第1層網(wǎng)格單元分離后的液滴濃度C1可以分為3個部分，即

C1=C1i+C1r+C1c(8)

1)氣體經(jīng)過慣性碰撞后的剩余液滴濃度為C1i：

(9)

式(9)中dwL+dw(L-dw)表示每個網(wǎng)格內(nèi)液滴與絲網(wǎng)發(fā)生慣性碰撞的橫截面積Si，ηi為慣性碰撞分離效率。

2)氣體經(jīng)過直接攔截后的剩余液滴濃度C1r：

C1r=

(10)

3)未經(jīng)過任何分離作用的剩余液滴濃度C1c：

(11)

將式(9)、(10)和(11)代入上式進一步化簡可得：

(12)

同樣，通過第2層網(wǎng)格單元后的液滴濃度C2分為3個部分：

1)氣體經(jīng)過慣性碰撞后的剩余液滴濃度C2i

(13)

2)氣體經(jīng)過直接攔截后的剩余液滴濃度C2r：

(14)

3)未經(jīng)過任何分離作用的剩余液滴濃度C2c：

(15)

因此C2的表達式為：

(16)

將式(12)代入式(16)可得：

(17)

以此類推可得通過第n層網(wǎng)格單元后的液滴濃度Cn：

(18)

將C0和Cn的表達式代入式(7)就可得到分離效率η的模型表達式為：

(19)

模型表達式(19)中有3個未知參數(shù)：平均液滴粒徑dav、慣性碰撞分離效率ηi以及直接攔截分離效率ηr。

Guseinov等[19]提出絲網(wǎng)除沫器前的管路中的平均液滴粒徑可以通過下列關(guān)聯(lián)式進行估算：

(20)

其中σl為液體的表面張力，ρG為氣體密度，Rcr為臨界液滴半徑：

(21)

因此本研究采用上述關(guān)聯(lián)式計算平均液滴粒徑dav。

目前計算直接攔截分離效率ηr的經(jīng)驗式中，使用較普遍的是Chen[14]提出的經(jīng)驗式，即式(3)。因此采用式(3)來對ηr進行計算。

在文獻中可以找到許多經(jīng)驗式來計算慣性碰撞分離效率ηi，其中使用最普遍是Langmuir和Blodgett[20]提出的經(jīng)驗式，但是Lucas[21]指出Langmuir和Blodgett提出的經(jīng)驗式不適用于絲網(wǎng)間距較小的除沫器的分離效率計算。文獻[11,16]研究表明慣性碰撞分離效率ηi與St數(shù)有關(guān)，同時根據(jù)各參數(shù)對分離效率的影響的實驗結(jié)果。本研究提出如下關(guān)聯(lián)式：

ηi=aRb(1-ε)cStd

(22)

其中模型參數(shù)a,b,c和d通過實驗進行關(guān)聯(lián)。經(jīng)關(guān)聯(lián)后的參數(shù)值分別為：a=0.0051，b=0.8639，c=-0.8639，d=0.8811。

若將式(3)、(20)、(21)以及(22)代入式(19)就可得知影響絲網(wǎng)除沫器分離效率的所有因素，即：

η=f(ρG,ρl,σl,μg,u,dw,ε,H)

(23)

4.2　模型誤差分析

通過式(23)可知壓力和溫度一定時，分離效率只和氣速、絲網(wǎng)除沫器絲徑、空隙率(或者比表面積)以及床層厚度有關(guān)。將各實驗參數(shù)代入式(19)，可以得到絲網(wǎng)除沫器在不同氣速下的分離效率。

圖 6為未發(fā)生二次夾帶時模型計算結(jié)果與實驗時數(shù)據(jù)的比較。

圖6　模型值與實驗值的對比Fig.6　Comparison between the model and experimental measured values

圖6說明在未發(fā)生二次夾帶時，分離效率的模型關(guān)聯(lián)式的計算值與實驗結(jié)果基本吻合，平均誤差為6.49%，誤差在±22%以內(nèi)，說明該模型可以對纏繞式絲網(wǎng)除沫器未發(fā)生二次夾帶時的分離效率進行預(yù)測。

5　結(jié)論與展望

1)當未發(fā)生二次夾帶時，增大比表面積、床層厚度以及氣體速度或者減小絲徑，均有利于提高分離效率。當發(fā)生二次夾帶時，分離效率隨著氣速的增加而迅速減小。

2)根據(jù)實驗結(jié)果以及纏繞式絲網(wǎng)除沫器的空間結(jié)構(gòu)建立了數(shù)學模型，并擬合了預(yù)測未發(fā)生二次夾帶時的分離效率的數(shù)學模型關(guān)聯(lián)式。通過比較模型關(guān)聯(lián)式的計算結(jié)果和實驗結(jié)果，發(fā)現(xiàn)該模型關(guān)聯(lián)式具有較好的準確性，能夠?qū)p繞式絲網(wǎng)除沫器的工業(yè)設(shè)計提供一定的參考。

3)通過實驗數(shù)據(jù)擬合獲得的模型參數(shù)表明，氣液相密度、空氣黏度、液體表面張力、液滴粒徑、除沫器比表面積、絲徑、床層厚度以及氣速是影響纏繞式絲網(wǎng)除沫器分離效率的主要因素。

4)對于發(fā)生二次夾帶后，分離效率的變化規(guī)律以及模型預(yù)測是今后工作的重點。

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