折流板除霧器結構尺寸優化數值模擬*

夏芃力 孔慶森 劉麗艷

(1.天津市化工設計院；2.天津大學化工學院)

化工生產排放的氣體中經常含有產品液滴或固體小顆粒，若直接排放，則可能腐蝕下游設備，誘發振動造成力學失效，或出現浪費原料及污染大氣等現象。近年來，國外一種新型除污節能設備——折流板式除霧器被廣泛應用于工業生產中，該設備可有效地從氣流中分離出夾帶的微小液滴和固體顆粒，進而改善生產條件、減少環境污染。由于該類分離器的材料和結構尺寸多種多樣，且具有高效節能、工作穩定性好、結構堅固耐用及可常規設計等特點，同時還能適于高氣速、高液載和各種粘性液體，因而被廣泛應用于冶金、化工及煉油等工業領域。

1939年國外學者首次對折流板除霧器進行研究，隨后研究者們分別采用實驗和數值模擬的方法對折流板除霧器流場進行研究，實驗結果驗證了數值模擬流場的可靠性[1～3]。隨著折流板除霧器應用的工業化和大型化，出現了設備坍塌、斷裂等力學問題，嚴重影響生產效益和安全[4，5]。目前，工業生產中折流板的力學性能受到設備運行狀況及約束等因素的影響，很難實現直接測量和分析，針對這一問題尚未開發出有效的解決方法。隨著計算機技術的飛速發展，數值模擬方法得到廣泛關注。流固耦合數值模擬技術可直接提取設備內部流場和載荷分布，加載到力學計算過程中，實現力學計算準確加載，實時捕捉工作狀態。Tang D M等針對流固耦合技術進行研究，對比了線性理論和實驗數據，并將其應用于超音速壓氣機的分析中，在更接近真實的工作狀態下得到較理想的研究結果[6～8]。折流板除霧器的坍塌失效機理比較復雜，研究流場穩態情況下折流板的受力和應力分布情況，可為進一步研究除霧器失效機理奠定基礎。筆者采用流固耦合數值模擬方法，計算除霧器內流體壓力場，加載到固體計算域，分析固體折流板受力情況，研究結構參數對折板力學性能的影響，并得到最優結構參數，為其工業應用提供指導。

1 數值模擬

1.1模型及網格

采用ANSYS軟件對折流板除霧器進行流固耦合數值模擬，實際工作過程中單片折流板的受力情況基本相同，為減少計算時間和計算量，只取其中一片折流板為研究對象，模擬該折流板兩側流場，將流場載荷加載到折流板上進行受力分析，圖1a給出單片折流板的計算模型。采用ICEM軟件對流體和固體的計算域生成六面體結構化網格，彎折處和約束處對流體和固體進行網格加密處理(圖1b、c)，對網格進行了敏感性分析和網格無關性檢驗。圖2給出了進口氣速為5m/s時，折流板上、下兩側流體通道中心位置橫截面流場壓力分布。由圖2可見，折流板上、下兩側通道內的流場分布基本相同，靠近進口處壓力均較大，在每一個彎折處折流板兩側的壓差較大，隨著流體的流動，折流板兩側通道內的壓力均逐漸減小，兩側的壓差也隨之減小。但總體上兩側通道壓力場分布基本一致。

圖1 數值模型建立以及網格劃分

a. 折流板上側

b. 折流板下側圖2 進口氣速5m/s時折流板兩側壓力分布

1.2數值模擬條件

1.2.1流體邊界條件

流體介質選取25°C時空氣-水體系，空氣為連續相，水滴為分散相。連續相進口條件為速度進口；出口條件為壓力出口；壁面條件為無滑移，絕熱。離散相進口條件為速度進口，速度與連續相相同，在進口均勻分布；出口條件為壓力出口；壁面條件為與壁面相互作用模型選用Stick-to-wall模型。

1.2.2固體邊界條件

折流板的載荷由流體計算結果給出，折流板約束為4個螺栓孔，在螺栓孔處采用ANSYS Workbench中Cylindrical Support約束折流板上4個螺栓孔，半徑和軸向固定，切向自由。

1.3流體控制方程

結合實際情況和合理的計算時間，對流體做出如下假設：

a. 進入折流板氣速不大于7m/s，可視為不可壓縮氣體；

b. 液滴粒徑可做球體處理，忽略液滴聚合、蒸發和摩擦的影響；

c. 液體顆粒撞擊到壁面上即認為被捕集，不考慮壁面水膜的影響；

d. 液滴到達除霧器出口處即認為未捕集。

在三維坐標系中，采用歐拉-拉格朗日方法分別處理連續相和離散相。氣相的控制方程為連續性方程、Navier-Stokes方程和RNGk-ε方程。

1.4固體控制方程

對體積V內介質，由虛功原理可得：

(1)

式中fk——當前位置上的體力密度，kg/m3；

k——湍動能，m2/s2；

sk——作用在單元外表面φ1上的表面力，N，本計算中sk=0；

tkm——Cauchy應力，Pa；

δxk——虛位移，mm；

ρs——密度，kg/m3。

式(1)右端依次為慣性力、內應力、體力和表面力做的虛功，左端為總的虛功。積分在控制單元內進行，運用Gauss定理可得：

(2)

(3)

1.5求解方法

因主要研究折流板力學性能采用單向流固耦合，首先利用CFX求解流體控制方程，再用Mechanical求解固體控制方程，通過流固交界面把流體計算結果壓力場加載到折流板上。

流體求解：應用CFX求解器，采用有限體積法對三維數值模型進行離散，壓力-速度耦合方程采用SIMPLE算法，動量方程、湍動能和湍流耗散率方程均采用二階迎風格式，壁面邊界條件考慮為無滑移固壁邊界，液滴基于拉格朗日法進行計算。

固體求解：應用Mechanical求解器，采用有限元法進行離散，Solid186固體結構單元，運用共軛梯度求解器對固體方程進行求解。

2 結果與討論

2.1力學性能指標確定

筆者所用數值模擬方法已得到相應力學性能實驗驗證。實驗和數值模擬結果均表明折流板從一個彎折處沿著流體方向(即軸向)應力變化梯度較大，第一主應力由拉應力迅速變為壓應力，或者由壓應力迅速變為拉應力，靠近彎折處有較大的應力集中，遠離彎折處應力相對較小，總體實驗結果和模擬結果吻合良好(關于具體實驗方案和測試結果已另文發表)。

針對圖1a所示的折流板進行了大量的數值模擬研究，結果表明折流板最大撓度位于折流板迎風側中間位置。折流板彎折部分應力分布和折流板約束處的應力分布差別較大，折流板內部應力最大的位于第一彎折中間位置。圖3、4給出一定參數下(級數2、間距20mm、折角90°、進口氣速7m/s、約束孔徑20mm、折板高度60mm、約束邊寬40mm)折流板除霧器第四強度理論撓度和應力分布。通過對折流板的應力分布分析，選擇約束處最大應力σmax，折流板進口第一塊折板最大應力σmax1和最大撓度wtotal3個參數為折流板應力分布研究指標，研究約束孔徑、約束邊寬和折板高度對折流板力學性能的影響趨勢，從而得到最優的參數，加強折流板的強度和剛度，避免除霧器坍塌失效。

圖3 撓度分布云圖

圖4 應力分布云圖

2.2結構分析

折流板約束孔徑、折板高度和約束邊寬3個設備參數對折流板的效率、壓降的影響較小，但對折流板力學性能有影響。對這幾個參數進行單因素分析，研究折流板約束孔徑、折板高度和約束邊寬對指標的影響規律，為折流板除霧器設計提供指導。

2.2.1約束孔徑D的影響

約束孔徑D對折流板除霧器主要起固定支撐作用，是保證除霧器安全、穩定運行的關鍵尺寸。根據螺栓標準可知螺栓直徑有M8、M18、M27、 M38、 M48系列，所以約束孔徑取較大值，因此折流板約束孔徑分別采用10、20、30、40、50mm系列，從力學的角度分析不同約束孔徑對設備力學性能的影響。工業中常用的折板尺寸參數見表1(圖1a)，液滴直徑為20μm，不同風速下，約束孔直徑對σmax、σmax1和wtotol的影響如圖5所示。

從圖5可以看出：圓孔約束處的最大應力σmax隨著孔徑的增大先減小后增大，當約束孔徑為20mm時σmax最小；第一彎折處的最大應力σmax1和最大撓度wtotal也是隨著約束孔徑的增大先減小后增大，當約束孔徑為40mm時，σmax1和wtotal最小。約束孔徑增大固定螺栓直徑增大，承受折板上的部分約束力，折板約束處的最大應力減小；但隨著約束孔徑的增加，約束邊寬有效承載材料減少，從而使約束應力增大。可見約束孔徑受到約束邊寬的限制，約束邊寬較大時，適當增大約束孔徑可以降低約束處的最大應力。約束孔徑適當增大，會提高約束處的剛度，從而減小最大撓度。約束孔徑增大也會使折流板內部應力趨于均勻，降低第一彎折處的最大應力。隨著約束孔徑的進一步增大，約束處的材料同樣減少，造成約束處剛度減小，傳遞到折流板內部應力分布不均勻，所以，σmax1和wtotal會在約束孔徑為40mm時開始增大，由此，建議約束孔徑采用20mm。

2.2.2折板約束邊寬B影響

約束邊寬B同約束孔徑一樣，對折流板除霧器均起到固定支撐的作用，是保證除霧器安全、穩定運行的關鍵尺寸。其具體尺寸主要受到約束孔徑和折流板除霧器制造材料制約。根據約束孔徑的尺寸確定約束邊寬的大小，約束邊寬采用40、50、60、70、80mm系列，從力學的角度，分析得到科學合理的約束邊寬的尺寸。其他折板的具體尺寸參數見表2(圖1a)，液滴直徑為20μm。折流板約束段不在除霧器分離過程中發揮作用，主要起安裝固定作用。不同風速下，折板約束邊寬對σmax、σmax1和wtotal的影響如圖6所示。

表1 折板尺寸參數

a. σmax

b. wtotal

c. σmax1圖5 不同風速下參數隨著約束孔徑的變化趨勢

表2 折板尺寸參數

a. σmax

b. wtotal

c. σmax1圖6 不同風速下參數隨約束邊寬變化趨勢

由圖6可見，不同風速時隨著邊寬的增大，σmax、σmax1和wtotal均減小，當約束邊寬為60mm時，σmax減小趨勢趨于平緩，增大約束邊寬會導致折流板慣性力和剛度增大，而表面力變化不大，當折板約束邊寬與折板高度相同(60mm)時，約束處的最大應力σmax開始趨于平穩，建議約束邊寬采用60mm。

2.2.3折板高度C影響

折板高度C對除霧器的工藝性能影響較小，其計算式為：

(4)

式中C——折板高度，mm；

s——折板間距，mm；

α——折流板折角，(°)。

工業中常用的其他折板具體尺寸參數見表3(圖1a)，液滴直徑采用20μm，不同風速下，折板高度對σmax、σmax1和wtotal的影響如圖7所示。

表3 折板尺寸參數

a. σmax

b. wtotal

c. σmax1圖7 不同風速下參數隨折流板高度變化趨勢

從圖7可以看出，隨著折流板的高度增大，σmax、σmax1和wtotal減小。隨著折板高度的增加，折流板的剛度增加，固體方程中慣性力增大，根據流場分析得知折流板的高度的增加，折流板兩側的壓力差變化不大，因此載荷變化較小，固體方程中表面力基本不變，故增加折板高度，會降低折流板的σmax、σmax1和wtotal。從工藝的角度分析，折板高度在一定范圍內變化對折流板的效率、壓降及處理量等都沒有影響。從力學的角度分析，適當提高折流板的高度可以提高設備強度，由此建議折板高度采用80mm。

2.2.4優化結果對比

通過對折流板除霧器結構尺寸優化后，得到力學性能最優的結構尺寸。圖8分別給出了最優結構參數的折流板除霧器在不同氣速下的σmax、σmax1和wtotal結果與以下組合的對比結果：

a. 組合(1)，約束孔徑為20mm、約束邊寬為70mm、折板高度為60mm(約束孔徑單因素分析中力學性能最優)；

b. 組合(2)，約束孔徑為20mm、約束邊寬為60mm、折板高度為60mm(約束邊寬單因素分析中力學性能最優)；

c. 組合(3)，約束孔徑為20mm、約束邊寬為40mm、折板高度為80mm(折板高度單因素分析中力學性能最優)。

圖8a給出了不同風速下，不同組合的σmax對比結果，從圖8a中可以看出優化后組合下除霧器的σmax最小，隨著風速的增大，不同組合的σmax均增大，同時優化后的σmax相對于其他組合下的σmax更小，顯示出優化后折流板除霧器的優良力學性能；圖8b給出了不同風速下，不同組合的wtotal對比結果，從圖中可以看出優化后組合下的wtotal遠小于組合(1)、(2)下的wtotal，但對于組合(3)這種優化效果不明顯；圖8c給出了不同風速下，不同組合的σmax1對比結果，從圖中可以看出優化后的σmax1小于組合(1)、(2)下的σmax1，但對于組合(3)這種優化效果并不明顯。綜上所述，折流板結構尺寸優化后的σmax、wtotal和σmax1與組合(1)、(2)對比相對較小，顯示出優良的力學性能。折流板結構尺寸優化后的wtotal和與組合(3)對比優化效果不明顯，但優化后的σmax與組合(3)對比相對較小，但綜合考慮優化后的σmax、wtotal和這3個參數時(σmax是工業應用中折流板破壞的主要因素)可以看出優化后的折流板結構尺寸(約束孔徑為20mm、約束邊寬為60mm、折板高度為80mm)下除霧器具有優良的力學性能。

a. σmax

b. wtotal

c. σmax1圖8 不同風速下各參數的不同組合對比

3 結論

3.1通過與工程實際對比，折流板斷裂失效位置位于折流板約束處，約束處為折流板最易發生破壞的位置。

3.2隨著約束孔徑增大σmax、σmax1和wtotal先減小后增大，建議采用20mm；隨著約束邊寬的增大，σmax、σmax1和wtotal均減小，建議采用60mm；隨著折流板的高度增大，σmax、σmax1和wtotal會減小，建議采用80mm。

3.3通過采用優化后的結構尺寸，折流板除霧器力學性能得到較大提升，可為工業設計折流板除霧器提供指導。

[1] Houghton H G，Radford W H.Measurements on Eliminators and the Development of a New Type for Use at High Gas Velocities[J].Transactions of the American Chemical Engineers，1939，35：427～433.

[2] Zhao J，Jin B，Zhong Z.Study of the Separation Eficiency of a Demister Vane with Response Surface Methodology[J]. Hazard Mater，2007，147(2)：363～369.

[3] Rafee R，Rahimzadeh H.Numerical Simulations of Airflow and Droplet Transport in a Wave-plate Mist Eliminator[J]. Chemical Engineering Research and Design，2010，88(10)：1393～1404.

[4] 郎艷，胡輝.135MW機組脫硫系統除霧器坍塌失火的原因分析與對策探討[J].江蘇電機工程，2009，28(3)：81～83.

[5] 陳水龍. 電廠脫硫系統中除霧器結垢和局部塌陷問題的分析和對策[J].電力環境保護，2008，24(4)：14～18.

[6] Tang D M， Dowell E H.Experimental and Theoretical Study of Gust Response for High-aspect-ratio Wing[J]．AIAA Journal，2002，40(3)：419～429．

[7] Zhou X D，Wolff J M.Transonic Compressor IGV/Rotor Interaction Analysis Including Fluid Structure Interaction[C].22nd Applied Aerodynamics Conference and Exhibit.Rhode Island：AIAA，2004：16～19．

[8] 侯琳.靈活性與實踐性相融合——ANSYS 10．0重要新功能[J].CAD/CAM與制造業信息化，2005，(11)：61～63．