基于二次攜帶現(xiàn)象的折流板除霧性能仿真優(yōu)化

劉定平 張宇駿

(華南理工大學(xué) 電力學(xué)院∥廣東省能源高效低污染轉(zhuǎn)化工程技術(shù)研究中心，廣東 廣州510640)

濕法煙氣脫硫(WFGD)系統(tǒng)由于效率高、成本低、運(yùn)行穩(wěn)定，廣泛應(yīng)用于火電、化工、水泥、陶瓷等行業(yè)。然而，經(jīng)WFGD系統(tǒng)處理后的煙氣會(huì)攜帶大量酸性液滴。這些液滴不僅會(huì)對(duì)系統(tǒng)下游設(shè)備造成腐蝕和堵塞，而且排至大氣后會(huì)形成“煙囪雨”現(xiàn)象，對(duì)環(huán)境造成嚴(yán)重污染[1-2]。因此，開(kāi)發(fā)性能優(yōu)良的除霧器，解決“煙囪雨”問(wèn)題是當(dāng)前研究的熱點(diǎn)。

CFD數(shù)值模擬是研究除霧器性能的重要手段。許多學(xué)者[3-7]運(yùn)用數(shù)值模擬對(duì)除霧器結(jié)構(gòu)及性能進(jìn)行了優(yōu)化研究，得出的結(jié)論對(duì)提高除霧器性能具有一定指導(dǎo)意義。但是，由于其數(shù)學(xué)模型的局限性，上述研究均側(cè)重于結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)液滴捕集規(guī)律的探究，很少關(guān)注被捕集液滴在壁面形成液膜后，在高速氣流作用下液滴飛濺和液膜分離等造成的液滴二次攜帶現(xiàn)象。這也使得研究結(jié)論總是一致的表明：更高的入口流速有更佳的除霧效率[8]。而在實(shí)際應(yīng)用中，當(dāng)入口流速超過(guò)臨界速度時(shí)會(huì)發(fā)生二次攜帶現(xiàn)象[9]，導(dǎo)致除霧器性能惡化，使優(yōu)化后的除霧器在高流速工況下失效。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文在傳統(tǒng)歐拉-拉格朗日方法的基礎(chǔ)上耦合歐拉壁膜(EWF)模型，建立了基于二次攜帶的除霧模型。以實(shí)驗(yàn)參數(shù)[10]作為模擬參數(shù)，對(duì)比模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了所構(gòu)建模型的可靠性；通過(guò)仿真研究了折流板在不同葉片板間距和轉(zhuǎn)折角度情況下的除霧效率、臨界速度及壓降等參數(shù)的變化規(guī)律，并進(jìn)行了流場(chǎng)與結(jié)構(gòu)優(yōu)化，得到了除霧器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化參數(shù)。

1 物理模型

本次研究選取折流板除霧器的單一通道作為研究對(duì)象。模型為三維結(jié)構(gòu)，平面結(jié)構(gòu)特征如圖1所示，主要參數(shù)如表1所示，寬度為150 mm。為了便于模型驗(yàn)證，結(jié)構(gòu)參數(shù)與文獻(xiàn)[10]保持一致。

圖1 折流板除霧器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structural of wave-plate demister

表1 折流板主要尺寸參數(shù)[10]Table 1 Dimensional parameters of wave-plate demister[10]

本文應(yīng)用ICEM CFD軟件對(duì)幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用結(jié)構(gòu)型六面體網(wǎng)格。為了保證計(jì)算精度的同時(shí)避免過(guò)大的計(jì)算量，在進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證后，確定了最佳網(wǎng)格劃分方案：最大網(wǎng)格尺寸為0.2 mm，第1層邊界層高度及膨脹比率分別為0.06 mm和1.025，最終網(wǎng)格數(shù)量為356 178。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 模型假設(shè)

本文在傳統(tǒng)歐拉-拉格朗日法的基礎(chǔ)上耦合EWF模型構(gòu)建基于二次攜帶現(xiàn)象的折流板除霧數(shù)學(xué)模型：采用歐拉法(Realizablek-ε湍流模型)計(jì)算煙氣在除霧器內(nèi)的流動(dòng)；采用拉格朗日法(離散相模型)計(jì)算液滴的軌跡；采用EWF模型計(jì)算液膜發(fā)展。仿真基于以下假設(shè)[6,11-12]：

(1)除霧器理想工況下煙氣各參數(shù)不隨時(shí)間變化，因此將煙氣流動(dòng)視為定常流動(dòng)；

(2)煙氣在除霧器內(nèi)的流速低于0.1個(gè)馬赫數(shù)，可視為不可壓縮流。選用空氣模擬煙氣；

(3)將液滴視為均質(zhì)的硬球模型，酸性液滴簡(jiǎn)化為水滴，忽略液滴間的相互作用力，即液滴間無(wú)摩擦、碰撞及破碎的發(fā)生。

2.2 控制方程

2.2.1 除霧器內(nèi)液滴運(yùn)動(dòng)的控制方程

液滴在流場(chǎng)中運(yùn)動(dòng)主要受各種力支配，如曳力、重力等。因此，液滴軌跡可通過(guò)牛頓第二定律求解。離散相模型中，液滴控制方程[13]如下:

(1)

式中，u和ρ分別為煙氣的流速和密度；up、ρp和dp分別為液滴的速度、密度和粒徑；μ為煙氣的動(dòng)力粘度；CD和Rer分別為液滴的曳力系數(shù)和相對(duì)雷諾數(shù)；F為作用于液滴上的附加力，由于ρp/ρ?1，因此考慮Saffman升力[14]。

離散相計(jì)算不僅要考慮煙氣流動(dòng)對(duì)液滴的作用，還應(yīng)考慮液滴運(yùn)動(dòng)對(duì)流場(chǎng)的作用。為了貼合實(shí)際流動(dòng)，本文對(duì)連續(xù)相(煙氣)和離散相(液滴)進(jìn)行雙向耦合計(jì)算。

在雙向耦合中[15]，連續(xù)相與離散相交替迭代計(jì)算，直至兩相方程收斂。在此過(guò)程中，連續(xù)相傳遞給離散相的動(dòng)量值可通過(guò)計(jì)算離散相的動(dòng)量變化量獲得，并在隨后的連續(xù)相動(dòng)量守恒方程中以源項(xiàng)的形式反映。在本文中，液滴的動(dòng)量變化值Fk為

(2)

2.2.2 除霧器內(nèi)液膜運(yùn)動(dòng)的控制方程

液膜在壁面的發(fā)展及運(yùn)動(dòng)是通過(guò)EWF模型控制。在模型假設(shè)中，相比于壁面曲率液膜的厚度足夠小，因此可忽略液膜物性在沿厚度方向的變化。

液膜的質(zhì)量守恒方程[16]如下：

(3)

式中：ρl為液膜的密度；h為液膜的厚度；s為表面梯度算子；Vl為平均液膜速度；為由于液滴捕集、液滴撞擊液膜產(chǎn)生飛濺、液膜分離等現(xiàn)象引起的單位壁面液膜質(zhì)量變化的源項(xiàng)。

液膜的動(dòng)量守恒方程[17]如下：

(4)

(5)

(6)

2.2.3 液滴飛濺機(jī)制

以往的研究大多只關(guān)注除霧器葉片對(duì)液滴的捕集特性，少有考慮被捕集液滴在壁面的成膜特性和液滴對(duì)液膜的慣性碰撞。當(dāng)液滴撞擊液膜時(shí)，液滴可以發(fā)生粘附、鋪展或飛濺，這均取決于液滴撞擊液膜的碰撞能量E，可表達(dá)為[19-20]：

(7)

式中：Vp,n為液滴相對(duì)于被撞擊壁面的法向速度；σ為液膜的表面張力；雷諾數(shù)Re=ρpVp,ndp/μ。

當(dāng)E<16時(shí)，液滴在撞擊壁面后將以較為完整的球型粘附在液膜；當(dāng)1657.7時(shí)，液滴撞擊將會(huì)發(fā)生飛濺，并生成新的液滴進(jìn)入流場(chǎng)。在上述機(jī)理中，粘附和鋪展控制液膜的發(fā)展，飛濺則是造成二次攜帶現(xiàn)象的重要原因。

2.2.4 液膜分離機(jī)制

除了液滴飛濺，液膜的分離也是造成除霧器二次攜帶現(xiàn)象的重要原因。在重力、煙氣剪切力等驅(qū)動(dòng)力作用下，當(dāng)液膜流經(jīng)壁面拐角處，只要液膜運(yùn)動(dòng)的慣性足以克服維持其膜狀的表面張力，新的液滴就會(huì)在拐角邊緣被分離出，并隨煙氣帶離流道，如圖2所示。

圖2 剪切力作用下液膜在轉(zhuǎn)角處分離示意圖[21]Fig.2 Schematic of shear-driven film separation atcorners[21]

液膜的分離需要同時(shí)滿足兩個(gè)條件[22]：轉(zhuǎn)折角θ足夠大；液膜的韋伯?dāng)?shù)Wef大于發(fā)生分離的臨界韋伯?dāng)?shù)，即同時(shí)滿足式(8)和(9)：

θ>θcritic

(8)

Wef>Wef,critic

(9)

2.3 邊界條件與計(jì)算方法

本文采用歐拉-拉格朗日法耦合EWF模型對(duì)折流板除霧器的除霧性能進(jìn)行仿真。按照文獻(xiàn)[10]的實(shí)驗(yàn)參數(shù)對(duì)仿真進(jìn)行設(shè)定。

連續(xù)相關(guān)鍵參數(shù)的設(shè)置如下：煙氣使用密度為1.204 kg/m3和動(dòng)力粘度為1.825×10-5kg/(m·s)的不可壓縮空氣替代。采用速度進(jìn)口，入口速度U設(shè)定在3～7 m/s，方向垂直于煙道入口；采用壓力出口，出口表壓取0(操作壓力為10 135 Pa)。

離散相關(guān)鍵參數(shù)的設(shè)置如下：液滴取密度為998.2 kg/m3、動(dòng)力粘度為1.002×10-3kg/(m·s)、表面張力為0.072 7 N/m的水替代。假定霧滴的噴射速度與煙氣流速相同，沿?zé)煔馊肟诿娣ㄏ蚓鶆蛏淙耄|(zhì)量流量Q=0.022 62UD,單位為kg/s。根據(jù)文獻(xiàn)[10]的實(shí)驗(yàn)參數(shù)，入射液滴粒徑分布遵循Rosin-Rammler[23]分布，粒徑范圍集中在2～80 μm，平均粒徑為39.35 μm，分布系數(shù)為2.8。此外，考慮到湍流對(duì)液滴運(yùn)動(dòng)的影響，采用隨機(jī)游走模型[24]對(duì)液滴的運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行修正。

仿真采用SIMPLE算法對(duì)壓力場(chǎng)與速度場(chǎng)進(jìn)行耦合。動(dòng)量方程、煙氣湍流動(dòng)能和湍流耗散率等均采用二階迎風(fēng)格式離散。液膜計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)為0.000 1 s，每計(jì)算液膜方程10次更新一次離散相方程。在計(jì)算過(guò)程中監(jiān)控入口面壓力、出口面流速及液膜厚度的變化，當(dāng)收斂殘差低于10-4且上述3個(gè)監(jiān)控值穩(wěn)定后，計(jì)算視為收斂。

2.4 除霧器性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

文中研究不同葉片板間距和轉(zhuǎn)折角度情況下折流板的除霧性能。主要的評(píng)價(jià)指標(biāo)有除霧效率、臨界速度和進(jìn)出口壓降。

除霧效率是表征除霧器除霧性能最關(guān)鍵的指標(biāo)。它直接反映除霧器脫去煙氣中液滴的能力。本文中，除霧效率η定義為

(10)

式中,Qin為除霧器進(jìn)口處液滴質(zhì)量流量，Qout為出口處液滴質(zhì)量流量。

臨界速度是表征除霧器除霧性能穩(wěn)定性的重要指標(biāo)。通常來(lái)說(shuō)，除霧效率會(huì)隨著煙氣入口流速的增大而提高。但由于煙氣對(duì)已捕集液滴的再攜帶作用，當(dāng)入口流速大于一定值時(shí)，除霧效率將開(kāi)始下降。這時(shí)，對(duì)應(yīng)于最高除霧效率的入口流速即為臨界速度。臨界速度越小，說(shuō)明除霧器穩(wěn)定性越差。

鑒于在實(shí)際研究中往往只能得到臨界速度的近似值[25]，因此本文取仿真效率曲線開(kāi)始下降前最高點(diǎn)對(duì)應(yīng)的入口流速值為臨界速度的近似值。

除霧器進(jìn)出口壓降是評(píng)判除霧器除霧性能重要經(jīng)濟(jì)指標(biāo)。越大的壓降值意味著除霧系統(tǒng)所需的能耗越高，因此在除霧器設(shè)計(jì)及優(yōu)化時(shí)要在保證除霧效率的情況下盡可能降低除霧器壓降。本文中，除霧器進(jìn)出口壓降ΔP定義為

ΔP=Pin-Pout

(11)

式中,Pin為除霧器入口面壓力，Pout為除霧器出口面壓力。

2.5 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的可靠性，以文獻(xiàn)[10]折流板除霧器為原型，通過(guò)改變煙氣入口流速得到不同工況下折流板的除霧效率和進(jìn)出口壓降，將文獻(xiàn)[10]中相同工況下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與文中仿真結(jié)果進(jìn)行比較。

圖3為在不同入口流速下折流板除霧效率模擬結(jié)果和文獻(xiàn)[10]中實(shí)驗(yàn)及模擬結(jié)果的對(duì)比。從圖中可以看出，傳統(tǒng)的歐拉-拉格朗日方法未能預(yù)測(cè)出由于二次攜帶現(xiàn)象導(dǎo)致的除霧效率下降，而引入EWF模型改良后的歐拉-拉格朗日方法不僅能較為準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)除霧效率隨入口流速的變化關(guān)系，而且預(yù)測(cè)誤差小，平均相對(duì)誤差僅為2.21%。

如圖3所示，除霧效率隨著入口煙氣流速變化呈現(xiàn)先升高后下降的趨勢(shì)，存在臨界速度。在U=3～6 m/s的變化范圍內(nèi)，除霧效率隨著入口流速的增大而提升；當(dāng)入口流速達(dá)到U=6 m/s時(shí)，除霧效率達(dá)到最大；當(dāng)入口流速為7 m/s時(shí)，除霧效率開(kāi)始降低，這是由于除霧器內(nèi)已被捕集的液滴在高速氣流的作用下再次進(jìn)入煙氣，并隨煙氣流出除霧器，造成了二次攜帶現(xiàn)象。

圖3 變流速下除霧效率模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[10]結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison of simulation results of demisting efficiency with the results of reference[10] under variable flow rate

仿真計(jì)算結(jié)果表明，造成二次攜帶現(xiàn)象的主要原因是轉(zhuǎn)折角處煙氣對(duì)液膜的剪切分離作用。雖然液滴在流場(chǎng)中具有較高的速度，但其相對(duì)于被撞擊壁面的法向速度較小，難以發(fā)生飛濺。因此在本模型下，液滴大多以粘附、鋪展的方式形成液膜，飛濺可忽略不計(jì)。

文獻(xiàn)[10]中實(shí)驗(yàn)所得和模型模擬所得的除霧器進(jìn)出口壓降比較見(jiàn)圖4。從圖中可以看出，模擬計(jì)算得到的進(jìn)出口壓降與文獻(xiàn)[10]中實(shí)驗(yàn)所測(cè)的變化趨勢(shì)基本一致，且數(shù)值十分接近，平均相對(duì)誤差僅為6.46%。綜合除霧效率和進(jìn)出口壓降的對(duì)比效果可得，文中采用的數(shù)值模型能夠較為準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)折流板的除霧性能。

圖4 變流速下進(jìn)出口壓降模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[10]實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of simulation results of the pressure drop with experimental results in reference [10] under variable flow rate

3 數(shù)值計(jì)算與分析

3.1 板間距對(duì)除霧性能的影響

為研究葉片板間距對(duì)折流板除霧性能的影響，在其他條件不變的情況下，選取D=20，25，30，35，40 mm 5種不同板間距進(jìn)行比較研究。其中，轉(zhuǎn)折角α=40°，直流段長(zhǎng)度H1=38 mm，捕集段長(zhǎng)度H2=49.6 mm。

3.1.1 板間距對(duì)除霧效率的影響

圖5示出了在不同入口流速、不同板間距下折流板除霧效率的變化曲線。由圖5可以看出，在同一入口流速條件下，減小板間距能有效提高折流板的除霧效率。當(dāng)D=20 mm時(shí)，折流板在入口流速U的全范圍內(nèi)均具有最高的除霧效率，且除霧效率隨著U的增大而平穩(wěn)提高；在U=7 m/s時(shí)除霧效率達(dá)到最高值，為92.99%。

圖5 不同流速和不同板間距下除霧器的效率Fig.5 Efficiency of demister under different flow rates and different plate spacing

經(jīng)分析主要有兩方面原因：一方面，折流板是通過(guò)改變煙氣流動(dòng)方向使具有較大慣性的液滴撞擊捕集葉片實(shí)現(xiàn)除霧的，而較小的葉片間距縮短了慣性液滴撞擊捕集面的運(yùn)動(dòng)距離，提高了液滴被捕集的概率；另一方面，更高的入口流速意味著液滴具有更大的慣性。這使得液滴在氣流突然改變流向的情況下依舊能夠以慣性保持原有的運(yùn)動(dòng)軌跡，利于液滴的分離。

然而，除霧效率并非總隨著入口流速的增大而提高。從圖5可以看出，當(dāng)D=30，35，40 mm時(shí)，折流板在較高流速下均發(fā)生不同程度的二次攜帶現(xiàn)象，極大降低了除霧效率。以D=35 mm為例，隨著U由3 m/s提高至7 m/s，除霧效率先是穩(wěn)定提升，由59.44%提升至68.17%，在其臨界速度5 m/s時(shí)達(dá)到最大，之后便急速惡化，由最高的74.19%減低至51.41%和39.66%。

此外，值得注意的是，除霧器的臨界速度并非為定值，而是隨著板間距的增大而減小。對(duì)于D=20，25 mm，臨界速度大于或等于7 m/s；對(duì)于D=30 mm，臨界速度為6 m/s；對(duì)于D=35，40 mm，臨界速度為5 m/s。臨界速度越低，說(shuō)明除霧器對(duì)工況的適應(yīng)性越差，在煙氣量發(fā)生波動(dòng)的工況下更易發(fā)生二次攜帶現(xiàn)象，導(dǎo)致除霧性能惡化。

圖6為3種不同板間距結(jié)構(gòu)在入口流速為7 m/s的工況下的流場(chǎng)速度分布云圖對(duì)比。結(jié)果表明，煙氣流速在流經(jīng)轉(zhuǎn)角處具有最大值，且葉片板間距越大，轉(zhuǎn)折角處流速越高。如圖6所示，當(dāng)D=20 mm時(shí)，轉(zhuǎn)角處最大流速為12.06 m/s；當(dāng)D=30 mm時(shí)，轉(zhuǎn)角處最大流速為13.15 m/s；當(dāng)D=40 mm時(shí)，轉(zhuǎn)角處最大流速為15.45 m/s。轉(zhuǎn)折角處煙氣的流速越高，流經(jīng)該處的液膜受煙氣剪切力就越大，具有動(dòng)量也就越大。當(dāng)液膜的流動(dòng)慣性力足以克服表面張力對(duì)其膜狀形態(tài)的保持時(shí)，已被捕集在葉片上的液滴就會(huì)重新卷入主流煙氣并夾帶出除霧器，降低除霧效率。這解釋了在大葉片間距和高入口流速的交互作用下折流板除霧效率惡化的原因。

圖6 3種板間距在U=7 m/s時(shí)的速度分布云圖對(duì)比Fig.6 Comparison of velocity contour of the three kinds of plate spacing at U=7 m/s

3.1.2 板間距對(duì)進(jìn)出口壓降的影響

圖7示出了不同入口流速、不同板間距下折流板進(jìn)出口壓降的變化曲線。從圖中可知，板間距越大，除霧器進(jìn)出口壓降就越高。其中當(dāng)D=50 mm，除霧器進(jìn)出口壓降最大，介于11.55～55.76 Pa。這主要是由于在葉片板間距增大后，當(dāng)煙氣流經(jīng)轉(zhuǎn)折角發(fā)生偏折時(shí)，局部渦旋增強(qiáng)，部分區(qū)域產(chǎn)生回流區(qū)所致。從圖6可以明顯看出，相較于大板間距，狹小流道更貼合煙氣主流區(qū)輪廓，使得流場(chǎng)中回流區(qū)域更小，降低了煙氣流動(dòng)過(guò)程的阻力。

圖7 不同流速和不同板間距下除霧器進(jìn)出口的壓降Fig.7 Pressure drop at the inlet and outlet of the demister under different flow rates and plate spacing

綜上所述，為了獲得理想的除霧性能，板間距優(yōu)化值可取D=20 mm。除霧效率相對(duì)于優(yōu)化前平均提升了16.38%，壓降平均降低了9.74%。

3.2 轉(zhuǎn)折角度對(duì)除霧器性能的影響

為研究葉片轉(zhuǎn)折角對(duì)折流板除霧性能的影響，在其他條件不變的情況下，選取α=46°，42°，40°，38°，34°5種不同轉(zhuǎn)折角情況進(jìn)行比較研究。其中，板間距D=30 mm，直流段長(zhǎng)度H1=38 mm，捕集段長(zhǎng)度H2=49.6 mm。

3.2.1 轉(zhuǎn)折角度對(duì)除霧效率的影響

圖8示出了在不同入口流速、不同轉(zhuǎn)折角情況下折流板除霧效率的變化曲線。可以看出，葉片轉(zhuǎn)折角和煙氣入口流速的交互作用對(duì)除霧效率的影響非常明顯。隨著葉片轉(zhuǎn)折角的增大，除霧器臨界速度不斷下降。當(dāng)α=34°，38°時(shí)，臨界速度大于或等于7 m/s；當(dāng)α=40°，42°時(shí)，臨界速度為6 m/s；當(dāng)α=46°時(shí)，臨界速度為5 m/s。在入口流速低于臨界流速情況下，增大轉(zhuǎn)折角能夠有效提高除霧效率。但是，入口流速一旦高于臨界流速，增大轉(zhuǎn)折角則會(huì)加劇二次攜帶現(xiàn)象的發(fā)生。以U=7 m/s為例，當(dāng)α由40°增大至42°和46°時(shí)，除霧效率由80.08%分別下降至45.35%和7.71%，極大惡化了折流板的除霧性能。

圖8 不同流速、不同轉(zhuǎn)折角下除霧器的效率Fig.8 Efficiency of the demister at different flow rates and angles

圖9為3種不同葉片轉(zhuǎn)折角在入口流速為7 m/s的工況下的流場(chǎng)速度分布云圖對(duì)比。從圖中可以看出，增大葉片轉(zhuǎn)折角增強(qiáng)了主流煙氣流動(dòng)的偏折程度，并且減小了捕集段流域法向的流通面積，提高了局部流動(dòng)速度，這都是有利于折流板對(duì)液滴的捕集。然而，越高的局部流速意味著液膜所受的剪切力越大，具有的流動(dòng)慣性越大，流經(jīng)轉(zhuǎn)折角處分離出液滴的可能性也越大。

圖9 3種轉(zhuǎn)折角在U=7 m/s時(shí)的速度分布云圖對(duì)比Fig.9 Comparison of velocity contour of the three kinds of angles at U=7 m/s

3.2.2 轉(zhuǎn)折角度對(duì)進(jìn)出口壓降的影響

圖10為不同入口流速、不同轉(zhuǎn)折角下折流板進(jìn)出口壓降的變化曲線。計(jì)算結(jié)果顯示，轉(zhuǎn)折角越大，除霧器進(jìn)出口壓降越大，除霧系統(tǒng)所需的能耗越高。這是由于越大的轉(zhuǎn)折角會(huì)使煙氣流場(chǎng)更為曲折，導(dǎo)致流場(chǎng)內(nèi)回流區(qū)加劇，增大局部阻力。從數(shù)值上看，當(dāng)α由40°分別增大至42°和46°時(shí)，除霧器進(jìn)出口壓降值平均上升了21.29%和80.90%，壓力損失增加明顯。

圖10 不同流速、不同轉(zhuǎn)折角下除霧器進(jìn)出口的壓降Fig.10 Pressure drop at the inlet and outlet of the demister under different flow rates and angles

綜上所述，增大葉片轉(zhuǎn)折角度雖然能在低入口流速下有效提高折流板的除霧效率，但入口流速一旦高于臨界速度，則除霧效率會(huì)急劇降低，難以滿足實(shí)際工程需要。此外，增大葉片轉(zhuǎn)折角會(huì)大幅提高除霧系統(tǒng)所需的能耗。因此，綜合考慮除霧效率的穩(wěn)定性壓降變化，原模型轉(zhuǎn)折角α=40°為最優(yōu)值。

4 結(jié)論

本文以折流板除霧器為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬的方法，在傳統(tǒng)歐拉-拉格朗日方法的基礎(chǔ)上耦合EWF模型，構(gòu)建了基于二次攜帶的折流板除霧性能的預(yù)測(cè)模型。從葉片板間距和轉(zhuǎn)折角兩個(gè)方面出發(fā)，探究不同流速下折流板除霧性能的變化規(guī)律，得到以下結(jié)論：

1)將描述液膜生成及運(yùn)動(dòng)特性的EWF模型與傳統(tǒng)歐拉-拉格朗日法進(jìn)行耦合，建立了考慮二次攜帶現(xiàn)象的除霧模型。該模型預(yù)測(cè)曲線變化與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，模型可行；

2)折流板除霧過(guò)程中二次攜帶現(xiàn)象的發(fā)生主要是由流道轉(zhuǎn)角處局部煙氣流速過(guò)大造成液膜分離導(dǎo)致。增大葉片板間距和轉(zhuǎn)折角均會(huì)提升該處流速，使除霧器臨界速度下降，加劇液膜分離。

3)在低于臨界速度時(shí)，除霧效率隨板間距增大而減少，隨轉(zhuǎn)折角增大而增大；在高于臨界速度時(shí)，除霧效率隨板間距增大而減小，隨轉(zhuǎn)折角增大而降低。

4)模型板間距優(yōu)化值取20 mm，轉(zhuǎn)折角度取40°時(shí)，除霧效率可提升16.38%，壓降降低9.74%。該結(jié)果對(duì)防止除霧器二次攜帶及提高除霧性能具有指導(dǎo)作用。