瓦斯發(fā)電立式氣液分離裝置設計

黃克海

(1.瓦斯災害監(jiān)控與應急技術國家重點實驗室，重慶 400037；2.中國煤炭科工集團重慶研究院有限公司，重慶 400039)

用于發(fā)電的瓦斯氣體中含有一定的水分，這些水分一部分來自井下抽放鉆孔裂隙水；一部分來自地面瓦斯抽放泵站的濕式水環(huán)真空泵及瓦斯輸送管路上的水封阻火泄爆裝置。瓦斯氣體含水對瓦斯發(fā)電機組具有以下危害[1]：

1)降低發(fā)電機組發(fā)電效率。含有液態(tài)水的瓦斯氣體進入發(fā)電機組氣缸時，氣缸內瓦斯氣體量及燃燒后產生的熱量都將減少，另外液態(tài)水在氣缸內氣化也將消耗瓦斯氣體燃燒產生的熱量，降低缸內溫度，從而降低發(fā)電機組的發(fā)電效率[2]。

2)增加發(fā)電機組故障率及維修成本。水分進入發(fā)電機組易造成發(fā)電機組氣缸、活塞、缸蓋、增壓器等零部件損壞，增加了發(fā)電機組維修成本及操作人員的維護、保養(yǎng)工作量[3]。

因此，需要在瓦斯氣體進入發(fā)電機組之前安設氣液分離裝置，脫出瓦斯氣體中的水分，滿足發(fā)電機組氣源品質要求。

1 氣液分離裝置結構設計

根據(jù)分離機理不同氣液分離包括：重力分離、慣性分離、離心式分離、過濾式分離及冷凍降溫分離等。重力分離、慣性分離、離心式分離、過濾式分離等機械式分離裝置用于分離出液態(tài)水。冷凍降溫分離用于脫出瓦斯氣體中的飽和水，工藝復雜、投資及運行成本較高。

瓦斯發(fā)電機組氣源品質要求瓦斯氣體中水分相對濕度小于80%，且無游離水[4]。為了滿足機組要求需要采用機械式+冷凍降溫相結合的氣液分離方式[5]，但實際情況是：大多數(shù)低濃度瓦斯發(fā)電站經過分離效果及經濟成本綜合考慮一般僅采用機械分離方式。各種機械分離方式的優(yōu)缺點見表1[6，7]。

表1 各種機械氣液分離方式優(yōu)缺點

瓦斯發(fā)電站建設在煤礦瓦斯抽放泵站附近，瓦斯氣沿著管路從抽放泵站輸送到發(fā)電站，管路上安設有閥門、安全保障裝置，其沿程阻力較大。發(fā)電機組入口處壓力常常不足3kPa，直接影響到發(fā)電機組的發(fā)電效率，因此，氣液分離優(yōu)先考慮采用阻力小的重力分離，但重力分離效率不高，為克服這個缺點，設計了重力與絲網過濾相結合的立式氣液分離裝置，其結構如圖1所示。

圖1 氣液分離裝置結構

含有液態(tài)水的瓦斯氣體從進氣口沿徑向切線進入分離裝置，依靠重力分離掉粒徑較大的水，然后再由裝置上部絲網進一步過濾掉粒徑小的水，最后分離水的瓦斯氣體由出氣口流出。

2 氣液分離裝置工藝設計

2.1 設計依據(jù)

氣液分離裝置工藝設計主要包括：筒體直徑設計、絲網設計、筒體高度設計等。本文以山西蘭能發(fā)電站瓦斯氣體工況參數(shù)開展氣液分離裝置工藝設計。氣液分離裝置工藝設計所依據(jù)的工況參數(shù)見表2[8]。

表2 氣液分離裝置工藝設計依據(jù)

2.2 筒體直徑設計

依據(jù)立式筒體氣相空間的氣體上升速度等于液滴沉降速度的80%推導筒體直徑計算公式[9-11]：

式中，Dk為筒體直徑，m；qv為管道瓦斯氣體流量，Nm2/h；T為工況下氣體溫度，K；P為工況下氣體壓力，kPa；Uc為液態(tài)水滴沉降速度，m/s。

式(1)中液態(tài)水滴沉降速度依據(jù)液滴在靜止的流體中下落時滿足牛頓第二運動定律推導求得，即：當液滴下落速度達到極限時，重力等于浮力加上阻力[12，13]。水滴沉降速度計算公式為：

式中，g為重力加速度，取9.81m/s2；d1為液態(tài)水滴直徑，m；ρL為工況下液態(tài)水滴密度，kg/m3；ρv為工況下瓦斯氣體密度，kg/m3；C為液態(tài)水滴在氣體中的阻力系數(shù)。

液態(tài)水滴在氣體中的阻力系數(shù)C根據(jù)C(Re)2由SH3009-2013標準中圖8.1.16-1查出，C(Re)2按照式(3)計算。

式中，μ為瓦斯氣體粘度，mPa·s。

重力分離負責將瓦斯氣中直徑大于或等于600μm的水滴分離出來。將液態(tài)水滴直徑600μm及表2中數(shù)據(jù)代入以上各式，計算后取分液裝置筒體直徑為1.3m。

2.3 絲網設計

氣液分離裝置過濾水的絲網選用絲網除沫器。絲網除沫器需要確定絲網型式、絲網材質、網層厚度、絲網除沫器型式及公稱直徑等。瓦斯發(fā)電氣液分離裝置絲網除沫器的絲網型式選擇SP標準型，材質選擇不銹鋼，網塊的網層厚度選擇常用的150mm規(guī)格[14]。根據(jù)圖1中氣液分離裝置的結構圖，絲網除沫器設計為上裝式。絲網除沫器公稱直徑依據(jù)處理瓦斯氣體需要的流通直徑從標準規(guī)格中選取。處理瓦斯氣體需要的流通直徑由瓦斯氣體通過絲網的流速等于操作氣速推導得到，其計算公式如式(4)所示。

式中，D1為絲網除沫器處理瓦斯氣需要的流通直徑D1，m；Q為瓦斯氣處理量，m3；ug為操作氣速，m/s。

氣體流速太大，氣體在絲網上部把液滴破碎，并帶出絲網，形成“液泛”狀態(tài)，如果氣速太低，由于達不到湍流狀態(tài)，使許多液滴穿過絲網，而沒與絲網接觸，降低了絲網的效率[15，16]。式(4)中操作氣速ug取(0.5～0.8)uf，其中uf是除沫器的液泛氣速，按式(5)計算。

式中，uf為除沫器的液泛氣速，m/s；ρL為 液態(tài)水滴密度，kg/m3；ρg為 瓦斯氣密度，kg/m3；K為絲網常數(shù)，SP型除沫器K取0.201。

在表2設計依據(jù)下，經計算：除沫器的液泛氣速為5.872m/s，操作氣速取值范圍為(2.936～4.698)m/s，絲網除沫器處理瓦斯氣需要的流通直徑D1取(0.8～1)m。根據(jù)計算的流通直徑選擇標準的除沫器的公稱直徑為DN800～DN1100均滿足氣液分離要求。重力原理計算后取筒體直徑為1.3m，則除沫器絲網公稱直徑取上限值DN1100mm。除沫器公稱直徑小于筒體直徑通過安裝方式解決。

2.4 筒體高度設計

筒體高度由液相空間高度、氣相空間高度、除沫器高度、出氣口高度、排水口高度等構成。液相空間高度和瓦斯含水量、液態(tài)水在筒體內的停留時間有關，計算公式如式(6)所示。

式中，HL為液相空間高度，m；VL為瓦斯氣含水量，m3/h；D為裝置內徑，m；T為液態(tài)水停留時間，min。

山西晉城蘭能瓦斯發(fā)電站實測瓦斯氣體液態(tài)含水量最低為40g/m3，最高為148g/m3，計算液態(tài)空間高度時取100g/m3。每間隔30min人工放水一次，液態(tài)水停留時間取30min。經計算，液相空間高度為322mm。

氣相空間高度應大于或等于筒體內徑，且不小于1m。除沫器高度與網層厚度有關。出氣口高度由出氣口直徑、出氣口下端與除沫器的距離、出氣口上端與筒體頂部蓋板距離構成，一般出氣口下端與除沫器的距離不小于300mm[10]，出氣口上端與筒體頂部距離不小于100mm。排水口高度與排水管直徑有關。結合前述蘭能瓦斯發(fā)電站氣液分離裝置設計數(shù)據(jù)，筒體氣相空間高度取1.3m；網層厚度加上下支撐板高度則除沫器總高度為268mm；出氣口直徑為530mm、出氣口下端與除沫器的距離取300mm、出氣口上端與裝置頂部蓋板距離取100mm，出氣口空間高度共計930mm；排水管直徑為50mm，取排水口高度100mm。將筒體各部分高度求和，得到筒體總高度為2920mm。蘭能瓦斯發(fā)電站氣液分離裝置筒體各部分高度統(tǒng)計見表3。

表3 筒體各部分高度統(tǒng)計 mm

3 結 論

1)依據(jù)不同氣液分離機理的優(yōu)缺點，設計了重力分離與絲網分離相結合的立式結構瓦斯發(fā)電氣液分離裝置。

2)基于氣相空間氣體上升速度等于液滴沉降速度的80%設計氣液分離裝置筒體直徑。結合山西蘭能發(fā)電站DN500mm瓦斯輸送管路工況參數(shù)，經計算筒體直徑取1.3m。

3)氣液分離裝置分離絲網選擇網層厚度為150mm、絲網型式為SP型、上裝式的絲網除沫器。絲網除沫器公稱直徑則依據(jù)處理瓦斯氣體需要的流通直徑從標準規(guī)格中選取，經計算，選取適用于山西蘭能發(fā)電站DN500mm瓦斯輸送管路氣液分離裝置的絲網除沫器公稱直徑為1.1m。

4)設計了氣液分離裝置筒體高度。經計算，適用山西蘭能發(fā)電站DN500mm瓦斯輸送管路氣液分離裝置的筒體總高度為2.92m。