惠立鋒,李德文,郭永彩
(1.重慶大學(xué)光電技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶,400044;2.瓦斯災(zāi)害監(jiān)控與應(yīng)急技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶,400037;3.中煤科工集團(tuán)重慶研究院有限公司,重慶,400037)
近年來,我國礦山安全形勢得到明顯好轉(zhuǎn),但是職業(yè)病危害病例卻居高不下,其中塵肺病約占90%[1]。研究表明,呼吸性粉塵是塵肺病的引發(fā)源[2]。隨著礦山職業(yè)病監(jiān)測監(jiān)管水平的提高,呼吸性粉塵的監(jiān)測開始向連續(xù)在線監(jiān)測發(fā)展。為準(zhǔn)確掌握作業(yè)場所粉塵危害程度及作業(yè)人員接塵水平,對呼吸性粉塵濃度進(jìn)行測量是當(dāng)前的研究熱點(diǎn)與難點(diǎn)[3],將呼吸性粉塵從總粉塵中連續(xù)分離是實(shí)現(xiàn)在線監(jiān)測的前提和關(guān)鍵。近幾年,靜電感應(yīng)法、光散射法及β射線法等總粉塵的在線監(jiān)測研究已經(jīng)取得很大進(jìn)展[4?7],呼吸性粉塵連續(xù)分離理論及技術(shù)研究仍處在初步探索階段,嚴(yán)重制約著礦山粉塵監(jiān)測及塵肺病預(yù)警的自動(dòng)化、信息化和智能化發(fā)展。
旋風(fēng)分離、平板沖擊分離及水平陶析分離[8]是目前常見的呼吸性粉塵分離方式。然而,基于這3種原理的分離裝置均有集塵結(jié)構(gòu),存在顆粒物反彈、過載、二次揚(yáng)塵等問題,需要人工定期清理,難以滿足呼吸性粉塵的連續(xù)分離要求。在呼吸性粉塵分離標(biāo)準(zhǔn)層面,我國沿用英國醫(yī)學(xué)研究委會(huì)員提出的BMRC 曲線,這與美國的ACGIH 曲線、歐盟的ACGIH-ISO-CEN 曲線及大氣細(xì)顆粒物PM2.5切割效率曲線有一定差別。
虛擬沖擊[9]概念為解決分離裝置易積塵、過載、堵塞等弊端,實(shí)現(xiàn)呼吸性粉塵連續(xù)分離問題提供了思路。CONNER[10]為解決粒子夾帶與反彈問題,研制了第一臺(tái)虛擬沖擊器;MARPLE 等[11]通過求解軸對稱結(jié)構(gòu)虛擬沖擊器內(nèi)部流場及粒子運(yùn)動(dòng)方程組,奠定了虛擬沖擊器的理論基礎(chǔ);LOO等[12]設(shè)計(jì)了一種工作流量為16.7 L/min,切割粒徑為2.5 μm 的虛擬切割器。近些年,國外對虛擬沖擊器的研究多集中在生物氣溶膠采樣及大氣顆粒物分離領(lǐng)域[13]。OKUDA等[14]開發(fā)了切割粒徑為2.4 μm 的虛擬沖擊器,并驗(yàn)證了PM2.5分離性能。KAMIYA等[15]使用PM2.5/PM10兩級(jí)虛擬沖擊器對電廠、工廠、垃圾焚燒廠煙氣中PM2.5/PM10粉塵進(jìn)行分離和收集,認(rèn)為傳統(tǒng)的平板沖擊法存在粗顆粒的彈跳和再夾帶,過高估計(jì)了實(shí)際PM2.5的質(zhì)量濃度。MOHAMADI等[16]為了評估室內(nèi)生物氣溶膠,設(shè)計(jì)了切割粒徑分別為635 nm 和1.5 μm 的虛擬沖擊器,并使用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模擬和聚苯乙烯乳膠粒子實(shí)驗(yàn)對測試結(jié)果進(jìn)行了評估,結(jié)果與使用質(zhì)譜儀分析的結(jié)果一致。國內(nèi)對虛擬沖擊技術(shù)的研究起步較晚,張佩等[17]對用于生物氣溶膠采樣的虛擬沖擊器進(jìn)行了仿真及測試,研制了切割粒徑為0.4 μm 的亞微米粒子虛擬沖擊器;蔣靖坤等[18]基于虛擬撞擊原理對固定源PM10/PM2.5采樣器進(jìn)行了研究。與對亞微米粒子、固定源PM10/PM2.5分離重點(diǎn)關(guān)注切割粒徑這一主要指標(biāo)相比,呼吸性粉塵的分離除了滿足采樣效率的要求外,還要兼顧高濃度粉塵負(fù)載、低功耗等使用需求。
本文提出一種基于虛擬沖擊原理的呼吸性粉塵分離方法,以虛擬沖擊理論為基礎(chǔ),利用流體仿真工具對虛擬沖擊器內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值模擬,研究其顆粒分級(jí)特性,分析結(jié)構(gòu)尺寸對分離效能的影響,最后通過實(shí)驗(yàn)對虛擬沖擊器的分離效能及分離時(shí)效進(jìn)行測試評估。
虛擬沖擊分離是在平板慣性沖擊基礎(chǔ)上發(fā)展起來的,使用收集腔取代了傳統(tǒng)慣性沖擊器的沖擊板,使得不同動(dòng)能的顆粒物遇氣流截面或者方向改變時(shí),在收集腔口的動(dòng)能衰減后仍大于零而實(shí)現(xiàn)連續(xù)分離。虛擬沖擊分離器主要由入口整流段、加速噴嘴、分離腔、強(qiáng)流出口、弱流收集腔構(gòu)成,其原理如圖1所示。當(dāng)含塵氣流以一定速度從入口進(jìn)入分離器時(shí),經(jīng)噴嘴加速并擴(kuò)散,被分為兩股氣流,粒徑小的細(xì)顆粒隨強(qiáng)流發(fā)生變向,粒徑大的粗顆粒由于慣性大,隨弱流進(jìn)入收集腔,從而實(shí)現(xiàn)不同粒徑顆粒的分離。
圖1 虛擬沖擊原理Fig.1 Schematic diagram of virtual impactor
虛擬沖擊器的分離效能特性受分離器結(jié)構(gòu)、顆粒物特性、采樣流量等因素影響,分離效能可用式(1)描述:
式中:ST為分離器的結(jié)構(gòu)特征參數(shù),m;Q為工作點(diǎn)流量,m3/s;Dp為顆粒物空氣動(dòng)力學(xué)直徑,m;Re為雷諾數(shù);Stk為斯托克斯數(shù)。
雷諾數(shù)和斯托克斯數(shù)是虛擬沖擊器分離特性的重要表征參數(shù)[19?20]。雷諾數(shù)為流體流動(dòng)時(shí)慣性力與黏滯力之比,可用來判斷分離器內(nèi)流動(dòng)形態(tài),用式(2)表示。
式中:ρ為流體密度,kg/m3;v為流體速度,m/s;μ為氣體動(dòng)力黏度,Pa·s;D為虛擬沖擊器的特征長度,m。
斯托克斯數(shù)是顆粒慣性作用和擴(kuò)散作用的比值[21]。若某一粒徑顆粒有50%的概率隨強(qiáng)流排出,其余50%進(jìn)入弱流收集腔,則該粒徑稱為切割粒徑D50,對應(yīng)的斯托克斯數(shù)為Stk50,D50和Stk50與流體性質(zhì)及分離器的幾何參數(shù)有關(guān)[22]。切割粒徑對應(yīng)的斯托克斯數(shù)可根據(jù)式(3)計(jì)算。
式中:ρp為顆粒物密度,kg/m3;Cc為坎寧漢修正因子,對于粒徑大于1 μm 的顆粒物,其值約等于1;Q0為強(qiáng)流和弱流采樣流量之和,m3/s;D1為噴嘴直徑,m。
虛擬沖擊器的主要結(jié)構(gòu)尺寸有噴嘴直徑D1、噴嘴長度L、收集腔直徑D2及噴嘴與收集腔間距s等。當(dāng)虛擬沖擊式分離器滿足BMRC曲線標(biāo)準(zhǔn)時(shí),其切割粒徑D50=5.0 μm;根據(jù)GB/T 17061—1997“作業(yè)場所空氣采樣儀器的技術(shù)規(guī)范”,總采樣流量Q0取4 L/min;在MT 394—1995“呼吸性粉塵測量儀采樣效能測定方法”中使用亞甲基藍(lán)作為標(biāo)準(zhǔn)驗(yàn)證顆粒物,ρp=1 364.4 kg/m3;根據(jù)式(2)和式(3),本文虛擬沖擊器的主要結(jié)構(gòu)尺寸噴嘴直徑D1=2.8 mm、噴嘴長度L=6.0 mm;當(dāng)收集腔的直徑D2及收集腔與噴嘴的距離s與噴嘴直徑D1呈一定比例關(guān)系時(shí),有助于減少分離器內(nèi)部顆粒損失,因此,設(shè)置收集腔直徑D2=3.0 mm,噴嘴與收集腔間距s=4.2 mm。為使分離器內(nèi)流場穩(wěn)定,強(qiáng)流出口與弱流出口同軸分布。以噴嘴入口端面軸心為坐標(biāo)原點(diǎn),在Creo中建立分離器的三維模型組。
使用ICEM對建立的虛擬沖擊分離器三維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,對噴嘴及收集管進(jìn)行局部加密處理,并對網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證。由于待分離顆粒物較為稀薄,采用離散相模型進(jìn)行數(shù)值仿真[23]。其主要邊界條件及計(jì)算方法如表1所示。
表1 邊界條件和計(jì)算方法Table 1 Boundary conditions and calculation methods
2.3.1 速度場分析
由于虛擬沖擊分離器模型為軸對稱結(jié)構(gòu),取其軸對稱縱向剖面,分析內(nèi)部速度場的分布,如圖2所示。
圖2 虛擬沖擊器內(nèi)速度分布Fig.2 Velocity distribution of virtual impactor
由圖2可知,在整流段,沿軸線運(yùn)動(dòng)方向,氣流速度逐漸增大;近入口處,由于空氣黏性作用,由軸線向壁面方向速度逐漸減小,在近壁面處趨近于零。在加速段錐形部分,采樣流量一定時(shí)氣流變徑收縮,隨著徑向截面直徑的減小,速度呈增大趨勢;在錐形與緊后直管過渡處,軸向合成速度出現(xiàn)跳變,迅速增大到接近峰值,完成氣流的加速過程。在擴(kuò)散段,由于壁面直徑擴(kuò)大,氣流呈喇叭口狀擴(kuò)散,并沿徑向減??;擴(kuò)散段受沿軸線的弱流作用較小,氣流速度仍維持加速后的效果,而受圍繞軸線向邊壁擴(kuò)散的強(qiáng)流的分流作用,沿徑向速度衰減明顯。在分流段,受強(qiáng)流和弱流的聯(lián)合作用,在靠近收集腔位置,截面氣流速度呈現(xiàn)出以軸線為對稱的“雙峰”分布,說明收集腔起到了明顯的分流作用。在收集腔入口處,氣流動(dòng)能衰減后發(fā)展為較為穩(wěn)定的弱流,沿軸向速度變化趨緩。
2.3.2 壓力場分布
虛擬沖擊器內(nèi)氣流速度遠(yuǎn)小于音速,密度近似不變,其動(dòng)壓分布與速度分布近似一致。而虛擬沖擊器內(nèi)的靜壓表現(xiàn)為氣體分子不規(guī)則運(yùn)動(dòng)對分離器的作用力,其靜壓分布如圖3所示。在整流段,靜壓未出現(xiàn)明顯變化。在加速段,靜壓逐漸減小,在徑向由于壁面影響呈現(xiàn)出拋物線狀,加速完成至擴(kuò)散段,靜壓開始增加,在靠近收集管附近,靜壓變化較為明顯。收集管入口附近的強(qiáng)流和弱流分流使得靜壓迅速增大,一直隨弱流段的深入而趨于穩(wěn)定。
圖3 虛擬沖擊器內(nèi)靜壓分布Fig.3 Static pressure distribution of virtual impactor
通過截取虛擬沖擊器軸線上的速度與靜壓模擬值,繪制如圖4所示的變化趨勢圖。氣流經(jīng)過分離器入口整流后,速度提升,在加速段末端達(dá)到最大。在軸線方向上,粒徑較大的顆粒物由于分流影響,速度減小,直至弱流段趨于穩(wěn)定,從而使得粗顆粒物通過弱流管隨氣流持續(xù)流出,實(shí)現(xiàn)連續(xù)分離。沿軸線靜壓變化趨勢與速度變化趨勢相反。
圖4 軸線上速度與靜壓趨勢Fig.4 Velocity and static pressure trend of major axes
通過統(tǒng)計(jì)強(qiáng)流出口邊界捕捉的顆粒數(shù)弱流出口邊界逃逸的顆粒數(shù)量計(jì)算虛擬沖擊模型的分離效能,同時(shí)研究噴嘴與收集腔間距s和收集腔直徑D2對分離效能的影響。依據(jù)MT 394—1995“呼吸性粉塵測量儀采樣效能測定方法”,入射顆粒粒徑di分別設(shè)定為2.2,3.9,5.0,5.9,7.1 μm,在分離器的強(qiáng)流和弱流出口采集顆粒樣品,按照式(4)計(jì)算分離裝置在各粒徑點(diǎn)的切割效率,并繪制分離效能曲線。
式中:ηdi為空氣動(dòng)力學(xué)直徑為di時(shí)分離器的切割效率,%;cs為強(qiáng)流出口質(zhì)量濃度,kg/m3;cw為弱流出口質(zhì)量濃度,kg/m3。
2.4.1 噴嘴與收集腔間距對分離效率的影響
在采樣流量、噴嘴直徑和收集腔直徑不變的情況下,分析加速噴嘴與收集腔間距s變化對分離效能影響,不同間距s的分離效能曲線與BMRC曲線的對比如圖5所示。
圖5 噴嘴與收集腔間距s對分離效率的影響Fig.5 Effect of hole spacing s on separation efficiency
由圖5可知,隨著噴嘴與收集腔間距s的增加,分離效能測試曲線整體呈上浮趨勢。當(dāng)目標(biāo)粒徑為3.9 μm和5.0 μm時(shí),在s變化范圍內(nèi),測試曲線與BMRC 曲線的誤差最?。划?dāng)目標(biāo)粒徑為7.1 μm 時(shí),模擬結(jié)果整體偏大。當(dāng)s=4.0 mm 時(shí),各個(gè)粒徑點(diǎn)的分離效率與BMRC 曲線的偏差在±5%以內(nèi);當(dāng)s增大到6 mm 以上時(shí),目標(biāo)粒徑3.9 μm 以上的顆粒的分離效能已不能滿足誤差要求。
2.4.2 收集腔直徑對分離效能的影響
保持虛擬沖擊器的噴嘴直徑、噴嘴與收集腔間距和采樣流量不變,模擬收集腔直徑D2變化對分離效能的影響,與BMRC 曲線對比結(jié)果如圖6所示。
由圖6可知,分離效能隨收集腔直徑D2的增大而增大;與噴嘴與收集腔間距s相比,收集腔直徑D2的變化對分離效能的影響相對明顯;當(dāng)D2=3.0 mm 時(shí),各個(gè)粒徑點(diǎn)的分離效率與BMRC 曲線的分離效率的偏差在±5%以內(nèi);當(dāng)D2的偏差為±0.5 mm 時(shí),其模擬結(jié)果與BMRC 曲線的偏差超過±5%,因而,在設(shè)計(jì)時(shí),需要重點(diǎn)關(guān)注收集腔直徑D2的影響。
圖6 收集腔直徑D2對分離效率的影響Fig.6 Effect of collect cavity diameter D2 on separation efficiency
基于響應(yīng)曲面法對虛擬沖擊器分離模型組的結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行最優(yōu)化設(shè)計(jì)[8],依據(jù)最優(yōu)值加工分離器樣件,并對分離效能及分離時(shí)效進(jìn)行測試驗(yàn)證。
實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖7所示。壓縮空氣經(jīng)干燥、過濾等處理后,分別為單分散及多分散發(fā)塵系統(tǒng)提供潔凈氣源。發(fā)塵系統(tǒng)產(chǎn)生目標(biāo)粒子經(jīng)靜電中和器消除電荷后呈電中性,將待測分離器放置于環(huán)境艙內(nèi),分離器強(qiáng)弱流出口接采樣裝置。其中,強(qiáng)流采樣點(diǎn)流量為3.6 L/min,弱流采樣點(diǎn)流量為0.4 L/min(即弱流比為0.1),使用Gilibrator-2 流量校正系統(tǒng)對強(qiáng)流和弱流兩路流量進(jìn)行標(biāo)定。為延長采樣泵壽命,在其前端安裝有較大容量的粉塵過濾器。待環(huán)境艙內(nèi)氣溶膠均勻后,開啟采樣泵采樣。
圖7 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.7 Schematic diagram of experimental system
將實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)切換閥7與單分散氣溶膠發(fā)生器連通,分別產(chǎn)生2.2,3.9,5.0,5.9 和7.1 μm 的單分散粒子對分離效能進(jìn)行測試。并按照式(4)計(jì)算分離裝置在各粒徑點(diǎn)的切割效率,對每個(gè)粒徑測試點(diǎn)測量5次后取平均值,與BMRC曲線對比,結(jié)果如表2所示。
表2 測試平均值與BMRC曲線對比Table 2 Comparison of test mean and BMRC curve
由表2可知,虛擬沖擊分離樣件的分離效能最大相對誤差為?4.7%,滿足≤±5%的要求。整體偏差表現(xiàn)為負(fù)值,這是因?yàn)樘摂M分離器的強(qiáng)流通道的內(nèi)壁表面積較大和強(qiáng)流通道內(nèi)存在“回流”現(xiàn)象,造成其顆粒物壁面損失大于弱流通道的壁面損失。
分離效能測試值與模擬值對比如圖8所示。由圖8可知,與BMRC曲線比較,各粒徑測試點(diǎn)模擬值的誤差小于測試值的誤差。在空氣動(dòng)力學(xué)直徑為5.0 μm 處的誤差最小,這是因?yàn)檫M(jìn)行分離器設(shè)計(jì)時(shí),優(yōu)先考慮并保證其切割粒徑處的分離效率。
圖8 分離效能測試平均值與模擬值對比Fig.8 Comparison of test mean and simulated values
將實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)切換閥7與多分散氣溶膠發(fā)生器連通,使用ISO測試粉塵,在粉塵環(huán)境艙內(nèi)產(chǎn)生35~40 mg/m3的粉塵環(huán)境,對分離裝置的分離時(shí)效進(jìn)行測試。為了更直觀對比所設(shè)計(jì)虛擬沖擊分離裝置的分離時(shí)效,將其與滿足BMRC 曲線的旋風(fēng)分離器平行放置于粉塵環(huán)境艙中,在各自標(biāo)稱流量下連續(xù)測試15 d。
每天定時(shí)檢查分離裝置運(yùn)行狀態(tài),觀察其是否被堵塞,但不做清理維護(hù)。同時(shí),通過濾膜采樣方式對測試濃度進(jìn)行對比,測試結(jié)果如圖9所示。
由圖9可知,初始階段虛擬沖擊和旋風(fēng)分離的測試值都出現(xiàn)了比較明顯的下降。這是因?yàn)閷π录虞d的分離器,由于其結(jié)構(gòu)本身和內(nèi)壁粗糙度的影響,會(huì)在其壁面逐漸累積少量粉塵,此時(shí),由于旋風(fēng)分離器的內(nèi)壁面積大于虛擬沖擊器的內(nèi)壁面積,造成的顆粒損失較多,因而質(zhì)量濃度測試值偏低。后續(xù)虛擬沖擊器中顆粒質(zhì)量濃度的測試值趨于穩(wěn)定,維持在24 mg/m3左右。而旋風(fēng)分離器中顆粒質(zhì)量濃度的測試值出現(xiàn)了較大波動(dòng),在第3 天降至20 mg/m3以下,又在第5 天反彈至26 mg/m3以上,超過同期虛擬沖擊器的測試值,隨后持續(xù)降低,在測試末期,質(zhì)量濃度低至8 mg/m3。
旋風(fēng)分離器粉塵污染程度逐漸加重,質(zhì)量濃度測試值出現(xiàn)較大波動(dòng),其原因?yàn)椋悍蹓m在旋風(fēng)分離器內(nèi)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng),初期旋風(fēng)筒內(nèi)壁對粉塵的黏附與截留作用比較明顯,由于排灰口尺寸限制,大顆粒在排灰口由黏附發(fā)展為堵塞,如圖10(a)所示,旋風(fēng)分離器中顆粒質(zhì)量濃度的測試值第一次降至20 mg/m3以下。由于排灰口堵塞,除了內(nèi)壁的持續(xù)性粉塵損失外,其余粉塵從排氣口排出,因而,該階段旋風(fēng)分離器中顆粒質(zhì)量濃度的測試值出現(xiàn)了階躍式上升,在連續(xù)運(yùn)行90 h 后超過了同期虛擬沖擊器中顆粒質(zhì)量濃度的測試值。隨著旋風(fēng)筒對粉塵的持續(xù)截留,旋風(fēng)分離器分離能力變差,排氣口直徑變小并近似堵塞,如圖10(b)所示,此時(shí)進(jìn)入旋風(fēng)分離器的粉塵越來越少,逐漸失去分離作用??梢姡L(fēng)分離器用于呼吸性粉塵連續(xù)分離具有一定的局限性。而虛擬沖擊器在初期其強(qiáng)流和弱流管迎風(fēng)面集聚了一定量的粉塵,如圖10(c)所示;但對粉塵的攔截與黏附發(fā)展到一定程度后無明顯增多,如圖10(d)所示,與圖9中虛擬沖擊器的測試結(jié)果一致。因此,虛擬沖擊器可維持相對穩(wěn)定的分離狀態(tài),能夠滿足15 d 內(nèi)的免維護(hù)連續(xù)分離要求。
圖10 不同時(shí)段粉塵對2種分離器的污染Fig.10 Dust pollution of two separators in different periods
1)基于虛擬沖擊分離原理,提出了一種呼吸性粉塵連續(xù)分離方法,并基于該方法設(shè)計(jì)了分離器樣件,為礦山呼吸性粉塵連續(xù)在線監(jiān)測技術(shù)及傳感器研發(fā)提供了理論依據(jù)。
2)采用理論分析、數(shù)值模擬的方法設(shè)計(jì)了呼吸性粉塵虛擬沖擊分離裝置,分析了其速度場和壓力場分布;通過分域法將分離過程分解為整流、加速、擴(kuò)散、分流和弱流5 個(gè)部分;在軸線方向上,粒徑較大的顆粒物由于受分流影響,速度減小,直至弱流段趨于穩(wěn)定,從而使得粗顆粒物通過弱流管隨氣流持續(xù)流出,實(shí)現(xiàn)連續(xù)分離。
3)通過研究噴嘴與收集腔間距和收集腔直徑對分離效能的影響發(fā)現(xiàn),在測試范圍內(nèi),分離效能測試曲線隨著噴嘴與收集腔間距s的增大和收集腔直徑D2的增大呈上浮趨勢;與噴嘴與收集腔間距s相比,收集腔直徑D2的變化對分離效能的影響相對明顯。
4)搭建了呼吸性粉塵分離效能和分離時(shí)效一體化測試系統(tǒng)。通過分離效能測試發(fā)現(xiàn),所設(shè)計(jì)的虛擬沖擊式呼吸性粉塵分離器測試特征點(diǎn)與BMRC 曲線的最大偏差為?4.7%,小于MT 394—1995“呼吸性粉塵測量儀采樣效能測定方法”中規(guī)定的分離效能誤差≤±5%的要求;分離時(shí)效測試結(jié)果表明:當(dāng)粉塵質(zhì)量濃度為35~40 mg/m3時(shí),傳統(tǒng)的旋風(fēng)分離器容易出現(xiàn)排灰口和排氣口堵塞,測試結(jié)果偏差較大;而虛擬沖擊式呼吸性粉塵分離器可實(shí)現(xiàn)15 d以上的連續(xù)運(yùn)行而無需人工清理,在本文方法下分離時(shí)效提升了10 倍以上,是一種有效的呼吸性粉塵連續(xù)分離新技術(shù),具有廣闊的應(yīng)用前景。