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

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 化學工程學院, 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。對該除霧器霧滴捕集率、液體傳輸速率及夾帶抑制機理進行了研究，建立了預測霧滴捕集率的半經(jīng)驗模型和模擬計算方法，并得到實驗驗證，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聯(lián)式，解釋了材料內(nèi)部輸水性能對該除霧器的夾帶抑制機理。模型計算表明，常規(guī)除霧器氣速超過臨界值4.82 m×s-1時即會導致液膜剪切產(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，被廣泛應用于化工、能源、海水淡化等工業(yè)領域[1-2]。其優(yōu)點之一是壓降低，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被氣流二次夾帶使捕集率隨之下降[3]，反而導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]，但除霧器壓降會急劇增加，且使設備結構復雜，使用效果不佳[6]。另一種方法是波折板表面復合多孔泡沫層[7]，減輕液體表面與氣流的直接剪切作用，但液體在復雜多孔結構中傳輸阻力大，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)部輸水性布料構建了波折面直立的氣液錯流波形除霧器(圖1(a)、(b))，除霧器壁面捕集到的液體在毛細力和重力聯(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]尚未見氣液錯流下壁面內(nèi)部輸水的報道，有必要對此類除霧器內(nèi)部輸水性壁面二次夾帶抑制機理、輸水能力和除霧器負荷的預測模型進行系統(tǒng)的研究。

圖1 氣液錯流波形除霧器實驗裝置圖

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

2 實驗與模擬

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系，首先需要根據(jù)霧滴捕集率實驗數(shù)據(jù)建立霧滴捕集率預測模型。

2.1.1 霧滴捕集實驗研究

本研究設計的氣液錯流波形除霧器實驗裝置及其幾何結構如圖1所示。表1中列出其詳細幾何參數(shù)。實驗過程中，鼓風機提供0.5～1.0 kPa(表壓)的循環(huán)空氣經(jīng)計量后進入噴霧段，攜帶噴霧器產(chǎn)生的細霧滴通過混合段均化，進入波形除霧器之前在入口測量段用馬爾文帕納科Spraytec噴霧粒度儀對氣流中的霧滴進行表征，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力學采樣管[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)液體電導率變化量Δ滿足標定的線性關系。實驗在20 ℃下進行，采用同批配制的KCl稀溶液噴霧，并使用等動力學采樣管、等容量采樣方法。該除霧器共有120級波折板，每間隔10級波折板設置采樣點，通過測量洗氣瓶中電導率變化量即可從標定曲線得到該次采樣氣流中的霧滴質(zhì)量分數(shù)。根據(jù)所測進口和出口處霧滴質(zhì)量分數(shù)in和out，通過下式計算除霧器霧滴平均質(zhì)量捕集率：

表1 波形除霧器結構尺寸

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

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

(1) 除霧器通道由多個等間距的單通道并行排列而得，通道高度遠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) 實驗中氣流Mach數(shù)遠小于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10級波折板(=10)的除霧通道進行結構化網(wǎng)格劃分，并對近壁面附近區(qū)域利用邊界層網(wǎng)格進行加密處理。網(wǎng)格劃分完畢后導入Fluent 2019 R2進行數(shù)值計算。在模擬中，氣相流場基于歐拉法求解，由于其流動為湍流，采用了Realizable-湍流模型[10,19]進行求解，用SIMPLE算法求解控制方程，并采用二階迎風法將氣體流動方程離散化。各變量的收斂標準設置為10-5。液滴軌跡則基于拉格朗日法進行計算，采用DPM(discrete phase model)模型模擬液滴運動。

根據(jù)被捕集的單一粒徑霧滴質(zhì)量流量q,d,t與其進口質(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)部輸水性能實驗

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，設計了圖3所示的布料內(nèi)部輸水速率測量實驗，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)在室溫下進行實驗。

圖3 布料內(nèi)部輸水實驗裝置圖

實驗中，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。在實驗過程中(0 ～ 3.5 h)，布料表面未觀察到液膜存在，表明液體轉移全部通過布料內(nèi)部傳輸完成。根據(jù)所測寬度為的布料在不同時間段Δ內(nèi)傳輸液滴質(zhì)量Δ，可計算出單位寬度布料內(nèi)部的輸水速率Δt：

3 實驗結果與討論

3.1 霧滴捕集實驗

圖4為波折板級數(shù)=10時粒級捕集率隨氣速的變化。可以看出，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，當粒徑達到20 μm時，霧滴接近全捕集，這是因為粒徑越大的霧滴慣性越大，越不容易隨氣流方向改變運動方向，越容易被捕集。

圖4 N =10時捕集率隨氣速的變化

波形除霧器為多級波折板的串聯(lián)結構，Jackson等[14-16]認為，每級波折板對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隨級板數(shù)變化的計算式為

模擬結果為單一粒徑霧滴的捕集率，試驗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數(shù)(見圖2)。由于霧滴密度為常數(shù)，其質(zhì)量分數(shù)d等于其體積分數(shù)，采用權重加和方式，計算已知霧滴粒徑分布的總質(zhì)量捕集率：

該模擬計算加權統(tǒng)計值與實驗結果具有同一基準下對比意義。

圖5為不同氣速下除霧器捕集率的實驗值和模擬值的對比圖，結果表明：在不同工況下，模擬值和實驗值符合良好，相對誤差均小于13.7%，說明本研究采用的計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數(shù)均可提高除霧器捕集率。

圖5 實驗數(shù)據(jù)和模擬數(shù)據(jù)對比圖

3.2 內(nèi)部輸水性能

如前所述以單位時間、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)量累計值的實驗檢測結果如圖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散過程，前15 min輸水量為0；隨著傳輸時間延長，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)量與傳輸時間呈線性關系，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種實驗材料中內(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)量隨時間的變化

4 輸水過程及夾帶抑制機理分析

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，從機理分析角度更需要建立顯式的霧滴捕集率計算模型。經(jīng)典的Burkholz[17]霧滴捕集理論將粒徑p與氣流速度這2個關鍵參數(shù)歸納為液滴斯托克斯數(shù)，單級波折板霧滴捕集率d,b是和波折板偏轉角的乘積：

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，其對大的斯托克斯數(shù)范圍預測偏差較大，本研究借鑒Wikinson模型[18]，引入湍流影響修正因子c，并利用前述模擬結果獲得c的擬合表達式c=2.718×(4.44612+1)-0.6，由此得到新的單級波折霧滴捕集率預測模型：

該模型可計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[8]的做法，以霧滴粒徑范圍對應的索特平均粒徑3,2代入式(8)計算得到的捕集率代表按粒徑分布加權平均值，與本研究實驗結果對比，其誤差在±20% 以內(nèi)，這說明在本實驗條件下，采用該簡化模型進行壁面輸水過程機理分析是合理的。

4.2 輸水及夾帶模型

對于常規(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)部輸水性能實驗測得的布料內(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與液膜厚度的關系：

式中：為波折板彎折處的曲率半徑，m。

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

對于常規(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，其液膜為完全鋪展狀態(tài)；b線為假設液膜在常規(guī)非浸潤壁面上為完全鋪展狀態(tài)時的膜厚。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)不會發(fā)生夾帶；當氣速超過夾帶臨界氣速(圖中為4.82 m×s-1)時，氣流的剪切力與壁面上懸掛液滴的黏性力無法平衡，此時在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系圖

對于內(nèi)部輸水性壁面除霧器，當氣速不超過降膜臨界氣速(圖中為4.35 m×s-1)時，霧滴捕集量不會大于其壁面內(nèi)部輸水量，其壁面液膜厚度為0，完全不會發(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(理論計算值為19.52 m×s-1)后，才會產(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 結論

(1) 霧滴捕集實驗結果表明，采用提高氣速、增加級數(shù)的措施可有效提高霧滴捕集率；基于慣性分離機理，建立了用于霧滴捕集率預測的半經(jīng)驗模型，模型計算值與實驗值相比，誤差在±20% 之內(nèi)，能較好地預測不同工況下的霧滴捕集率。

(2) 通過對內(nèi)部輸水性波形除霧器壁面的輸水過程進行分析，建立了膜厚預測關聯(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，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。模型計算顯示，常規(guī)除霧器當氣速超過夾帶臨界氣速4.82 m×s-1時即可能產(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。

國家科技支撐計劃(2013BAC12B01)。

彭玉鳳（1996-），女，四川內(nèi)江人，四川大學碩士生。

朱家驊，E-mail：jhzhu@scu.edu.cn