彭玉鳳, 陳 倬, 朱家驊

內(nèi)部輸水性壁面波形除霧器性能研究

彭玉鳳, 陳 倬, 朱家驊

(四川大學(xué) 化學(xué)工程學(xué)院, 四川 成都 610065)

利用內(nèi)部輸水性材料作為波形除霧器壁面有利于液體傳輸，從而提升除霧性能。對(duì)該除霧器霧滴捕集率、液體傳輸速率及夾帶抑制機(jī)理進(jìn)行了研究，建立了預(yù)測霧滴捕集率的半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃湍M計(jì)算方法，并得到實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，據(jù)此建立了內(nèi)部輸水性壁面降膜厚度與材料輸水特性關(guān)聯(lián)式，解釋了材料內(nèi)部輸水性能對(duì)該除霧器的夾帶抑制機(jī)理。模型計(jì)算表明，常規(guī)除霧器氣速超過臨界值4.82 m×s-1時(shí)即會(huì)導(dǎo)致液膜剪切產(chǎn)生夾帶，而內(nèi)部輸水性壁面除霧器接近該氣速時(shí)壁面尚處于無液膜狀態(tài)，氣速超過臨界值19.52 m×s-1才開始產(chǎn)生液沫夾帶，表明內(nèi)部輸水壁面能有效降低液膜厚度，且液滴在壁面完全鋪展，抑制夾帶發(fā)生，從而強(qiáng)化除霧器處理能力、提高分離效率。

輸水；霧滴；除霧器；液膜

1 前言

波形除霧器能有效分離氣流中的霧滴，被廣泛應(yīng)用于化工、能源、海水淡化等工業(yè)領(lǐng)域[1-2]。其優(yōu)點(diǎn)之一是壓降低，有利于采用高氣速以提高除霧器的處理能力，但不利之處是波折板表面聚集的霧滴會(huì)被氣流二次夾帶使捕集率隨之下降[3]，反而導(dǎo)致除霧器總體性能下降[4]。為了抑制二次夾帶，一種方法是在波折板壁面安裝排水鉤[5]，但除霧器壓降會(huì)急劇增加，且使設(shè)備結(jié)構(gòu)復(fù)雜，使用效果不佳[6]。另一種方法是波折板表面復(fù)合多孔泡沫層[7]，減輕液體表面與氣流的直接剪切作用，但液體在復(fù)雜多孔結(jié)構(gòu)中傳輸阻力大，排液能力小，尤其在波折面水平放置、氣液逆流工況下，霧滴二次夾帶仍然不可避免。

由此可見，抑制二次夾帶不僅要避免氣液逆流，更重要的是及時(shí)移除捕集的霧沫、避免或降低其在壁面的聚集量。本研究采用內(nèi)部輸水性布料構(gòu)建了波折面直立的氣液錯(cuò)流波形除霧器(圖1(a)、(b))，除霧器壁面捕集到的液體在毛細(xì)力和重力聯(lián)合作用下通過布料纖維內(nèi)部傳輸、從底部排出，力圖使壁面保持無液膜。目前除霧器壁面輸水過程研究[7-9]尚未見氣液錯(cuò)流下壁面內(nèi)部輸水的報(bào)道，有必要對(duì)此類除霧器內(nèi)部輸水性壁面二次夾帶抑制機(jī)理、輸水能力和除霧器負(fù)荷的預(yù)測模型進(jìn)行系統(tǒng)的研究。

圖1 氣液錯(cuò)流波形除霧器實(shí)驗(yàn)裝置圖

根據(jù)圖1(c)所示實(shí)驗(yàn)裝置獲取的霧沫捕集數(shù)據(jù)分析了該過程機(jī)理，建立了霧滴捕集率預(yù)測模型；結(jié)合布料輸水性能參數(shù)測試，推導(dǎo)了內(nèi)部輸水性壁面膜厚預(yù)測關(guān)聯(lián)式，結(jié)合二次夾帶臨界氣速判定模型，與常規(guī)壁面除霧器對(duì)比繪制了氣速-膜厚曲線圖，定量表達(dá)了內(nèi)部輸水性壁面夾帶抑制機(jī)理，并可為合理選擇除霧器操作氣速提供理論參考。

2 實(shí)驗(yàn)與模擬

2.1 霧滴捕集

穩(wěn)定工況下除霧器波形折板壁面捕集的霧滴量即為壁面內(nèi)部輸水量及外部降膜輸水量的總和。為獲得霧滴捕集率與壁面降膜膜厚之間的定量關(guān)系，首先需要根據(jù)霧滴捕集率實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)建立霧滴捕集率預(yù)測模型。

2.1.1 霧滴捕集實(shí)驗(yàn)研究

本研究設(shè)計(jì)的氣液錯(cuò)流波形除霧器實(shí)驗(yàn)裝置及其幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示。表1中列出其詳細(xì)幾何參數(shù)。實(shí)驗(yàn)過程中，鼓風(fēng)機(jī)提供0.5～1.0 kPa(表壓)的循環(huán)空氣經(jīng)計(jì)量后進(jìn)入噴霧段，攜帶噴霧器產(chǎn)生的細(xì)霧滴通過混合段均化，進(jìn)入波形除霧器之前在入口測量段用馬爾文帕納科Spraytec噴霧粒度儀對(duì)氣流中的霧滴進(jìn)行表征，其粒徑分布如圖2所示，入口霧滴的粒徑p在1～30 μm，索特平均直徑3,2為7.04 μm。在除霧器迎流面用等動(dòng)力學(xué)采樣管[10]將含霧氣流引入裝有200 mL純水的洗氣瓶中，霧滴(濃度為0.01 mol×L-1的KCl稀溶液)帶入的電解質(zhì)增量Δe與洗氣瓶內(nèi)液體電導(dǎo)率變化量Δ滿足標(biāo)定的線性關(guān)系。實(shí)驗(yàn)在20 ℃下進(jìn)行，采用同批配制的KCl稀溶液噴霧，并使用等動(dòng)力學(xué)采樣管、等容量采樣方法。該除霧器共有120級(jí)波折板，每間隔10級(jí)波折板設(shè)置采樣點(diǎn)，通過測量洗氣瓶中電導(dǎo)率變化量即可從標(biāo)定曲線得到該次采樣氣流中的霧滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)。根據(jù)所測進(jìn)口和出口處霧滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)in和out，通過下式計(jì)算除霧器霧滴平均質(zhì)量捕集率：

表1 波形除霧器結(jié)構(gòu)尺寸

圖2 除霧器入口霧滴的粒徑分布

2.1.2 霧滴捕集模擬研究

電導(dǎo)率測量法獲得的是除霧器總的質(zhì)量捕集率，作為一種驗(yàn)證手段，借助圖2所示粒徑分布數(shù)據(jù)通過加權(quán)平均，可以檢驗(yàn)數(shù)值模擬方法獲得的不同粒徑霧滴的粒級(jí)捕集率，這對(duì)除霧器性能表征具有重要意義。模擬基于以下合理化假設(shè)[11-13]：

(1) 除霧器通道由多個(gè)等間距的單通道并行排列而得，通道高度遠(yuǎn)大于通道間距與波折長度，因此將三維多通道多相流簡化成二維單通道；

(2) 實(shí)驗(yàn)中氣流Mach數(shù)遠(yuǎn)小于0.1，視為不可壓縮流；

(3) 霧滴被視為球形液滴，只受流體曳力作用，且忽略液滴之間碰撞；

(4) 液滴接觸壁面即認(rèn)為捕集，不考慮液滴破碎及濺射造成的夾帶影響。

使用ICEM CFD創(chuàng)建二維幾何模型，對(duì)10級(jí)波折板(=10)的除霧通道進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并對(duì)近壁面附近區(qū)域利用邊界層網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。網(wǎng)格劃分完畢后導(dǎo)入Fluent 2019 R2進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。在模擬中，氣相流場基于歐拉法求解，由于其流動(dòng)為湍流，采用了Realizable-湍流模型[10,19]進(jìn)行求解，用SIMPLE算法求解控制方程，并采用二階迎風(fēng)法將氣體流動(dòng)方程離散化。各變量的收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置為10-5。液滴軌跡則基于拉格朗日法進(jìn)行計(jì)算，采用DPM(discrete phase model)模型模擬液滴運(yùn)動(dòng)。

根據(jù)被捕集的單一粒徑霧滴質(zhì)量流量q,d,t與其進(jìn)口質(zhì)量流量q,d,i之比，即可確定該粒徑霧滴模擬捕集率：

2.2 內(nèi)部輸水性能實(shí)驗(yàn)

內(nèi)部輸水性能直接影響被捕集霧滴在布料壁面上的傳輸和成膜，由此影響捕集壁面的降膜及霧沫夾帶。為研究不同布料的內(nèi)部輸水性能，設(shè)計(jì)了圖3所示的布料內(nèi)部輸水速率測量實(shí)驗(yàn)，采用長寬為30 cm×10 cm的3種布料(苧麻布料、亞麻布料、棉布料)在室溫下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。

圖3 布料內(nèi)部輸水實(shí)驗(yàn)裝置圖

實(shí)驗(yàn)中，水槽水位由外置恒液位槽控制，布料一端浸入水槽中，液體在毛細(xì)力與重力聯(lián)合作用下于布料內(nèi)部傳輸，在布料另一端匯聚成液滴滴落到錐形瓶中并由電子天平稱量。在實(shí)驗(yàn)過程中(0 ～ 3.5 h)，布料表面未觀察到液膜存在，表明液體轉(zhuǎn)移全部通過布料內(nèi)部傳輸完成。根據(jù)所測寬度為的布料在不同時(shí)間段Δ內(nèi)傳輸液滴質(zhì)量Δ，可計(jì)算出單位寬度布料內(nèi)部的輸水速率Δt：

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 霧滴捕集實(shí)驗(yàn)

圖4為波折板級(jí)數(shù)=10時(shí)粒級(jí)捕集率隨氣速的變化?？梢钥闯?，隨氣速增大，霧滴慣性越大，捕集率增大；粒徑增大也使捕集率上升，當(dāng)粒徑達(dá)到20 μm時(shí)，霧滴接近全捕集，這是因?yàn)榱皆酱蟮撵F滴慣性越大，越不容易隨氣流方向改變運(yùn)動(dòng)方向，越容易被捕集。

圖4 N =10時(shí)捕集率隨氣速的變化

波形除霧器為多級(jí)波折板的串聯(lián)結(jié)構(gòu)，Jackson等[14-16]認(rèn)為，每級(jí)波折板對(duì)同一粒徑的霧滴捕集率d,b均相等。因此除霧器單一粒徑捕集率d,t隨級(jí)板數(shù)變化的計(jì)算式為

模擬結(jié)果為單一粒徑霧滴的捕集率，試驗(yàn)中利用馬爾文激光粒度測量儀可得到某一粒徑霧滴的體積分?jǐn)?shù)(見圖2)。由于霧滴密度為常數(shù)，其質(zhì)量分?jǐn)?shù)d等于其體積分?jǐn)?shù)，采用權(quán)重加和方式，計(jì)算已知霧滴粒徑分布的總質(zhì)量捕集率：

該模擬計(jì)算加權(quán)統(tǒng)計(jì)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有同一基準(zhǔn)下對(duì)比意義。

圖5為不同氣速下除霧器捕集率的實(shí)驗(yàn)值和模擬值的對(duì)比圖，結(jié)果表明：在不同工況下，模擬值和實(shí)驗(yàn)值符合良好，相對(duì)誤差均小于13.7%，說明本研究采用的計(jì)算模型可以較好地反映霧滴捕集情況。由圖可見，增加氣流速度和波折板級(jí)數(shù)均可提高除霧器捕集率。

圖5 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和模擬數(shù)據(jù)對(duì)比圖

3.2 內(nèi)部輸水性能

如前所述以單位時(shí)間、單位布料寬度的輸水速率Δt表示布料內(nèi)部輸水性能，3種布料在0 ～ 3.5 h內(nèi)單位寬度輸水質(zhì)量累計(jì)值的實(shí)驗(yàn)檢測結(jié)果如圖6所示。由圖6可見，干布料接觸純水初期，布料處于液體潤濕擴(kuò)散過程，前15 min輸水量為0；隨著傳輸時(shí)間延長，布料內(nèi)部輸水通道越來越通暢，輸水量持續(xù)增加，輸水量曲線斜率在45 min后基本保持恒定，輸水質(zhì)量與傳輸時(shí)間呈線性關(guān)系，說明形成內(nèi)部輸水通路后，輸水速率Δt即保持穩(wěn)定。由此可見，對(duì)于內(nèi)部輸水性布料，在除霧器長期穩(wěn)態(tài)工況下，在不含堵塞性雜質(zhì)的霧滴捕集過程中，布料內(nèi)部液體傳輸速率Δt為恒定值，因此本研究設(shè)定傳輸穩(wěn)定后的輸水速率即為該布料的內(nèi)部輸水速率D。

研究選擇了3種實(shí)驗(yàn)材料中內(nèi)部輸水速率最大的苧麻布料為除霧器裝置內(nèi)部的霧滴捕集壁面材料，其D=3.84×10-5kg×(m×s)-1。

圖6 布料的內(nèi)部輸水質(zhì)量隨時(shí)間的變化

4 輸水過程及夾帶抑制機(jī)理分析

4.1 捕集模型的建立

除霧器壁面輸水過程將影響霧沫夾帶，而其壁面內(nèi)部及外部傳輸?shù)囊后w來自霧滴的捕集，二者互為因果，從機(jī)理分析角度更需要建立顯式的霧滴捕集率計(jì)算模型。經(jīng)典的Burkholz[17]霧滴捕集理論將粒徑p與氣流速度這2個(gè)關(guān)鍵參數(shù)歸納為液滴斯托克斯數(shù)，單級(jí)波折板霧滴捕集率d,b是和波折板偏轉(zhuǎn)角的乘積：

式中：d為霧滴密度，kg×m-3；g為氣體黏度，Pa×s。

但該模型未考慮湍流下液滴顆粒的混合，其對(duì)大的斯托克斯數(shù)范圍預(yù)測偏差較大，本研究借鑒Wikinson模型[18]，引入湍流影響修正因子c，并利用前述模擬結(jié)果獲得c的擬合表達(dá)式c=2.718×(4.44612+1)-0.6，由此得到新的單級(jí)波折霧滴捕集率預(yù)測模型：

該模型可計(jì)算不同氣速下不同粒徑的霧滴捕集率，為方便后續(xù)代入輸水模型且不失代表性，借鑒文獻(xiàn)[8]的做法，以霧滴粒徑范圍對(duì)應(yīng)的索特平均粒徑3,2代入式(8)計(jì)算得到的捕集率代表按粒徑分布加權(quán)平均值，與本研究實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，其誤差在±20% 以內(nèi)，這說明在本實(shí)驗(yàn)條件下，采用該簡化模型進(jìn)行壁面輸水過程機(jī)理分析是合理的。

4.2 輸水及夾帶模型

對(duì)于常規(guī)除霧器，隨著霧滴不斷被捕集，液滴或匯聚形成局部液膜沿壁面下降；或匯聚形成較大液滴，懸掛在壁面上，直到超過臨界厚度后開始滑落[19]，故輸水過程中壁面液膜厚度不均勻，如圖7(a)所示。而內(nèi)部輸水性壁面由于其材料可浸潤，被捕集的霧滴可立即被壁面吸收并鋪展，若形成液膜也會(huì)是均勻的，如圖7(b)所示。

圖7 霧滴在不同壁面的輸水過程示意圖

基于霧滴捕集率計(jì)算模型式(8)，被捕集霧滴匯聚的體積流量(m3×s-1)：

式中：為板間距，m；為板高，m；in為入口氣流中霧滴質(zhì)量濃度，kg×m-3；霧滴捕集率為粒徑3,2的代表值。

穩(wěn)定工況下除霧器波形折板壁面捕集的霧滴量,t為壁面內(nèi)部輸水量,d,i(m3×s-1)及外部降膜輸水量,d,s(m3×s-1)的總和：

基于內(nèi)部輸水性能實(shí)驗(yàn)測得的布料內(nèi)部輸水速率D，水平長度的壁面內(nèi)部輸水體積流量q,d,i為

根據(jù)Nusselt液膜理論，壁面液膜厚度與壁面降膜輸水量q,d,s的關(guān)系為：

式中：為重力加速度，m×s-2。聯(lián)立式(9)～(12)，得到內(nèi)部輸水性壁面波形除霧器液膜厚度關(guān)聯(lián)式：

根據(jù)Wang等[20]夾帶臨界判定模型得到夾帶臨界氣速gc與液膜厚度的關(guān)系：

式中：為波折板彎折處的曲率半徑，m。

結(jié)合式(13)、(14)得到，壁面材料內(nèi)部輸水能力越強(qiáng)，壁面液膜厚度越薄，故發(fā)生夾帶時(shí)的臨界氣速越高。

對(duì)于常規(guī)除霧器壁面，懸掛液滴處的局部膜厚大于降膜區(qū)域平均膜厚，更容易被氣流剪切。液體與壁面之間的液固接觸角越大，越易形成液滴懸掛，懸掛的液滴匯聚增大至脫落直徑后沿壁面滑落。閔敬春等[21]研究了豎直平壁上液滴沿壁面下滑時(shí)的液滴臨界厚度c(m)，可由式(15)得到

式中：l為液滴表面張力，N×m-1；A和R分別為前進(jìn)和后退接觸角，rad。

根據(jù)式(13)～(15)，繪制出不同壁面的液膜厚度與氣速的關(guān)系圖，如圖8所示。圖中a線為內(nèi)部輸水性壁面上的液膜厚度，其液膜為完全鋪展?fàn)顟B(tài)；b線為假設(shè)液膜在常規(guī)非浸潤壁面上為完全鋪展?fàn)顟B(tài)時(shí)的膜厚。c線為懸掛液滴脫落臨界厚度，d線為夾帶臨界線，e線為壁面懸掛液滴被夾帶臨界線。

在實(shí)際除霧過程中，霧滴在常規(guī)除霧器壁面上為液滴、液膜共存狀態(tài)，即液膜厚度處于b、c線之間的A、B區(qū)域。在區(qū)域A內(nèi)，其壁面上液膜和懸掛液滴的厚度均小于臨界值，因此在區(qū)域A內(nèi)不會(huì)發(fā)生夾帶；當(dāng)氣速超過夾帶臨界氣速(圖中為4.82 m×s-1)時(shí)，氣流的剪切力與壁面上懸掛液滴的黏性力無法平衡，此時(shí)在B區(qū)域內(nèi)發(fā)生夾帶，圖中表現(xiàn)為d線(夾帶臨界線)穿越了B區(qū)域。

圖8 除霧器膜厚與氣速關(guān)系圖

對(duì)于內(nèi)部輸水性壁面除霧器，當(dāng)氣速不超過降膜臨界氣速(圖中為4.35 m×s-1)時(shí)，霧滴捕集量不會(huì)大于其壁面內(nèi)部輸水量，其壁面液膜厚度為0，完全不會(huì)發(fā)生夾帶。氣速超過降膜臨界氣速后，壁面開始出現(xiàn)降膜，隨著氣速增加，霧滴捕集量增加，壁面液膜厚度隨之增加，氣速超過夾帶臨界氣速(理論計(jì)算值為19.52 m×s-1)后，才會(huì)產(chǎn)生夾帶。相比于常規(guī)除霧器，苧麻布料的內(nèi)部輸水性能使液膜在捕集壁面上均勻鋪展，故其壁面液膜厚度更薄，非夾帶區(qū)域更大。

5 結(jié)論

(1) 霧滴捕集實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，采用提高氣速、增加級(jí)數(shù)的措施可有效提高霧滴捕集率；基于慣性分離機(jī)理，建立了用于霧滴捕集率預(yù)測的半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，模型?jì)算值與實(shí)驗(yàn)值相比，誤差在±20% 之內(nèi)，能較好地預(yù)測不同工況下的霧滴捕集率。

(2) 通過對(duì)內(nèi)部輸水性波形除霧器壁面的輸水過程進(jìn)行分析，建立了膜厚預(yù)測關(guān)聯(lián)式：不同內(nèi)部輸水性材料在穩(wěn)定輸水過程中具有不同的內(nèi)部輸水速率，壁面材料內(nèi)部輸水能力越強(qiáng)，壁面降膜厚度越薄。

(3) 內(nèi)部輸水壁面能有效降低液膜厚度，且液滴能在壁面完全鋪展，從而抑制夾帶發(fā)生。模型計(jì)算顯示，常規(guī)除霧器當(dāng)氣速超過夾帶臨界氣速4.82 m×s-1時(shí)即可能產(chǎn)生液沫夾帶，而內(nèi)部輸水性壁面除霧器在氣速4.35 m×s-1時(shí)尚處于無液膜狀態(tài)，其臨界夾帶氣速提高到19.52 m×s-1，可顯著強(qiáng)化除霧器處理能力。

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Study on wave-plate demister with internal transport wall

PENG Yu-feng, CHEN Zhuo, ZHU Jia-hua

(School of Chemical Engineering, Sichuan University, Chengdu 610065, China)

Wave-plate demisters made of internal transport materials can facilitate demist performance by water transportation. Droplet separation, water transportation and re-entrainment prevention mechanism were investigated by establishing corresponding models. A semi-empirical droplet separation efficiency prediction model was established and validated by experiment data, and the relationship between falling-film thickness and material properties was obtained. The re-entrainment prevention mechanism of the internal transport wall was analyzed. The results show that traditional demisters may form re-entrainment when gas velocity exceeds critical value of 4.82 m×s-1. However, the wave-plate demisters with internal transport wall have no liquid film under such conditions. Re-entrainment happened at gas velocity over 19.52 m×s-1. Droplets can be completely spread on internal transport wall, and the thickness of the liquid film can be effectively reduced to prevent re-entrainment. Therefore, demister performance can be improved.

liquid transport; mist; demister; liquid film

1003-9015(2021)06-0979-07

TQ 028.8

A

10.3969/j.issn.1003-9015.2021.06.004

2021-03-17；

2021-05-29。

國家科技支撐計(jì)劃(2013BAC12B01)。

彭玉鳳（1996-），女，四川內(nèi)江人，四川大學(xué)碩士生。

朱家驊，E-mail：jhzhu@scu.edu.cn