絲網除沫器分離性能實驗研究

黃彬杰，袁希鋼*

(1.天津大學化工學院，天津 300072; 2.化學工程聯合國家重點實驗室，天津 300072)

氣液分離器廣泛應用于石油、化工以及天然氣加工等行業，它將氣體中的霧沫分離開，從而減少因霧沫夾帶導致的返混以提高效率，改善操作，同時凈化尾氣，減少大氣污染等。

在各種類型的商業化氣液分離器中，絲網除沫器是使用范圍最廣泛的[1]。因為絲網除沫器結構簡單體積小，除沫效率高，阻力小，質量輕，安裝、操作、維修方便，用于氣液分離裝置中可有效控制氣體夾帶的液滴量，保證傳質效率，降低有價值物料的損失。盡管絲網除沫器已經廣泛應用于各種工業生產中，但是關于絲網除沫器的工業設計目前依然依賴于Souders和Brown在20世紀30年代提出的基本原理[2]，能夠參考的數據和文獻十分有限[3-7],且絕大部分是研究多層式結構[8-9]，對于纏繞式結構的研究幾乎沒有報道。因此十分有必要對纏繞式絲網除沫器進行深入研究。

本研究采用多種不同結構的纏繞式絲網除沫器，利用空氣-水物系進行基礎性實驗研究，考察氣速、絲網除沫器的比表面積、絲徑以及除沫器床層厚度對分離效率的影響，同時建立相應的數學模型，并將數學模型的計算結果與實驗結果進行比較，以期為纏繞式絲網除沫器的工業設計提供可靠的依據。

1　實驗部分

實驗裝置及流程如圖1所示。實驗裝置主體外殼由有機玻璃制造，內徑為200 mm。

圖1　實驗裝置流程圖Fig.1　Schematic diagram of experiment apparatus

實驗在標準環境條件(T=25 ℃，P=101.13 kPa)下進行。水經過增壓泵7達到60 kPa壓力，經轉子流量計6調節流量為45 L·h-1，進入超聲波噴嘴5；空氣壓縮機3提供350 kPa壓縮空氣，經氣體流量計4調節流量為240 L·min-1，同樣進入超聲波噴嘴5。在噴嘴喉管處液體被高速壓縮空氣分散為細小霧滴，液滴被鼓風機8提供的氣流夾帶向上運動。鼓風機產生的氣體流量由渦街流量計9控制。

氣流中夾帶的大液滴因重力作用，脫離氣流，滴落至液體收集器10；非垂直運動的液滴與管壁碰撞，沉積于管壁上，向下流動，匯聚于液體收集器10；小液滴隨著氣流穿過絲網除沫器1，其中一部分液滴被絲網除沫器分離滴落至液體收集器2，另一部分液滴則隨著氣流由氣體出口逃逸。液體收集器2、10收集的液體待分離過程達到穩定時，經閥門排出并待排出流量恒定時收集液體，取樣時間為5 min，用電子天平對樣品進行稱重得到質量分別為M2和M1。液體收集器2收集的液體包括除沫器分離的液滴以及液體收集器擋板分離的液滴，故進行空塔(不含絲網除沫器)實驗，得到相同氣速下液體收集器擋板分離的液體質量m。實驗利用稱量法將噴嘴進口的液體體積流量換算為質量流量，為了避免實驗誤差，測量5 min內的平均質量流量，分別測量5組平行樣，這5次測量的平均質量流量差不超過2%時，其平均值即可作為本次實驗的液體進口質量流量m0。因此可以得到取樣時間內液體的總進料量M0。分離效率η按式(1)計算。

(1)

實驗中所采用的絲網除沫器的直徑為200 mm，制作材料為316 L不銹鋼，絲網除沫器的規格如表1所示。

表1　測量的除沫器的結構參數

2　絲網除沫器的分離機理

當氣液兩相流通過絲網除沫器時，絲網阻礙氣流前進，使氣流多次改變運動速度和運動方向，這些改變引起液滴對絲網產生慣性碰撞、重力沉降、直接攔截、布朗擴散、靜電吸引等作用[10]而使液滴聚集。由于液滴粒徑一般大于1 μm，質量極小，且大部分呈電中性，故Holmes等[11]認為絲網除沫器主要的分離機理為：慣性碰撞和直接攔截。

慣性碰撞是絲網除沫器最主要的分離機理。當液滴隨氣流以一定的速度垂直向金屬絲方向運動時，氣液兩相流受阻即需要改變運動方向以繞過金屬絲。密度較大的液滴由于慣性較大，不能同氣流一起及時改變運動方向，而是繼續保持直線運動，直到與絲網發生碰撞而被捕集，形成大液滴后自絲網滴落分離，這種分離方式稱為慣性碰撞分離。對于單根金屬絲的慣性碰撞分離效率通常與St有關[12-13]，即：

(2)

式(2)中ρl為液相密度(kg·m-3)，u為氣體表觀速度(m·s-1)，dd為液滴粒徑(m)，μg為氣體運動黏度(m2·s-1)，dw為金屬絲絲徑(m)。

直接攔截是氣流中的液滴粒徑較小或者氣速較低時，液滴的慣性較小，在突然改變方向時，液滴不能夠脫離氣流，而是隨著氣流一起繞過金屬絲。但如果液滴與金屬絲的距離足夠小時(液滴圓心與金屬絲的距離小于液滴的半徑)，液滴便能與金屬絲接觸從而被捕集。Chen[14]提出直接攔截的分離效率和液滴粒徑與金屬絲絲徑之比有關：

(3)

3　結果與討論

3.1　氣速的影響

圖2～4表示絲網除沫器分離效率隨氣速的變化。如圖所示，絲網除沫器的分離效率隨氣速的增大，呈現先增大后減小的變化。這是因為：1)在較低氣速下，只有小液滴能夠克服重力作用到達絲網除沫器，由于小液滴的慣性和粒徑較小，根據分離機理可知其慣性分離效率及直接攔截分離效率都較小，因此在較低氣速下分離效率較低；2)增加氣速可以增大液滴的運動速度及粒徑[15]，從而增大慣性碰撞分離效率和直接攔截分離效率，因此分離效率隨著氣速的增大而增大；3)當氣速增大到臨界值即分離效率達到最大值時，分離效率隨著氣速的增加迅速降低，這是由于在高氣速下，被絲網捕集而聚集的大液滴不能夠在重力的作用下滴落分離，而是附著在絲網壁上，這就造成除沫器內液體大量積聚。當氣速繼續增大時，這些液滴就會重新被高速氣流夾帶出除沫器，從而造成分離效率迅速下降[10,14]，這種現象稱為二次夾帶。

Brunazzi和Paglianti[16]實驗測量了絲徑為0.27 mm，比表面積為267 m2·m-3，床層厚度為150 mm的絲網除沫器分離粒徑為3.5 μm的液滴的分離效率：當氣速為2 m·s-1時，分離效率為45%。當氣速降為1 m·s-1時，分離效率只有約14%。El-Dessouky[17]實驗測量了絲徑為0.28 mm，比表面積為148 m2·m-3，床層厚度為200 mm的絲網除沫器在氣速為1.26 m·s-1下分離粒徑為1～3 μm的液滴的分離效率，結果分別為38%、44%和49%。對比本研究實驗數據，表明本實驗在低氣速下的分離效率的測量結果是準確的。

3.2　比表面積的影響

圖2表示床層厚度為100 mm，絲徑為0.27 mm的絲網除沫器的比表面積對分離效率的影響。

圖2　不同氣速下比表面積對分離效率的影響Fig.2　Effect of surface area on the separation efficiency at different gas velocities

由圖2可見，在未發生二次夾帶的情況下，分離效率隨著比表面積的增加而增加。這是由于對于絲徑一定的絲網除沫器，比表面積增加導致其空隙率減小，即氣流通過的自由截面積減少，這將使氣流中液滴與絲網發生碰撞被捕集的概率增加，從而促進了液滴的分離，提高了分離效率[17]。此外，由圖2中可知，比表面積越大，發生二次夾帶的氣速越小，這是因為：比表面積越大，空隙率越小，絲網捕集的液滴就越多，即絲網除沫器內的持液量越大，從而易發生二次夾帶。

3.3　絲徑的影響

圖3表示絲徑對分離效率的影響。測試的絲網除沫器的床層厚度均為100 mm，比表面積為212 m2·m-3。

圖3　不同氣速下絲徑對分離效率的影響Fig.3　Effect of wire diameter on the separation efficiency at different gas velocities

由圖3可見，在未發生二次夾帶前，絲徑越小，分離效率越大。這是因為：氣速一定時，絲徑越小，液滴粒徑與金屬絲絲徑之比就越大，由式(3)可知直接攔截分離效率也就越大。另外，從圖3中可以得出，氣速越低，絲徑對分離效率的影響越明顯，這是因為氣速越小，液滴粒徑也就越小，絲徑越小就越能捕獲小尺寸的液滴[18]，因此絲徑對分離效率的影響越明顯。但是當氣速較大時，絲徑對分離效率的影響較小，這是因為：當比表面積一定時，絲徑越小，空隙率越大，這將降低氣流中液滴與絲網發生碰撞被捕集的概率，不利于提高分離效率，而且氣速越大，空隙率的影響越明顯[15]，這就導致了在較大氣速下，絲徑對分離效率的影響很小。

3.4　床層厚度的影響

圖4表示絲網除沫器床層厚度對分離效率的影響。

圖4　不同氣速下床層厚度對分離效率的影響Fig.4　Effect of packing thickness on the separation efficiency at different gas velocities

由圖4可見，在未發生二次夾帶前，分離效率隨著絲網除沫器的床層厚度的增加而增加。這是因為床層厚度越大，氣流通過除沫器需要的時間就越長，氣流中的液滴與絲網發生碰撞的概率也就越大，從而提高了分離效率。

4　數學模型

根據實驗結果發現，在未發生二次夾帶前，分離效率隨著氣速、絲網除沫器的比表面積、絲徑以及床層厚度的變化具有一定的規律。因此本研究根據實驗結果、纏繞式絲網除沫器的分離機理以及空間結構建立了數學模型，擬合了預測發生二次夾帶之前的分離效率的數學模型，最后對比了模型計算值與實驗結果。

4.1　模型建立

雖然利用實際的幾何結構參數建立復雜的數學模型可以對事物進行更全面的描述，但是復雜的模型必定需要更加復雜的數值計算，而更加復雜的計算卻不能相應地增加模型預測的準確性[16]。因此本研究根據纏繞式絲網除沫器的結構特征，提出一個簡化模型(圖5)：將厚度為H的絲網除沫器分割為n層正方體網格單元，每個網格單元邊長為L，并假設：a)未發生二次夾帶；b)網格單元內中沒有液體的積聚；c)氣體經過每層網格后都進行均勻的再分布；d)每個網格單元分離效率相同。

圖5　網格模型Fig.5　Grid model

每個網格單元包含三根相互垂直且長度均為L的金屬絲，網格單元的特征長度L定義可由空隙率ε表示

(4)

故網格的特征長度L的表達式為：

(5)

網格單元層數n的定義式為：

(6)

若將式(1)定義的分離效率用液滴濃度表示，則有：

(7)

其中C0為進入第一層網格氣體中的液滴濃度，為了計算分離效率，我們必須知道分離后氣體中的液滴濃度Cn。若知道C0，根據之前的假設我們可以得到氣體經過每層網格分離后的液滴濃度。

經過第1層網格單元分離后的液滴濃度C1可以分為3個部分，即

C1=C1i+C1r+C1c(8)

1)氣體經過慣性碰撞后的剩余液滴濃度為C1i：

(9)

式(9)中dwL+dw(L-dw)表示每個網格內液滴與絲網發生慣性碰撞的橫截面積Si，ηi為慣性碰撞分離效率。

2)氣體經過直接攔截后的剩余液滴濃度C1r：

C1r=

(10)

3)未經過任何分離作用的剩余液滴濃度C1c：

(11)

將式(9)、(10)和(11)代入上式進一步化簡可得：

(12)

同樣，通過第2層網格單元后的液滴濃度C2分為3個部分：

1)氣體經過慣性碰撞后的剩余液滴濃度C2i

(13)

2)氣體經過直接攔截后的剩余液滴濃度C2r：

(14)

3)未經過任何分離作用的剩余液滴濃度C2c：

(15)

因此C2的表達式為：

(16)

將式(12)代入式(16)可得：

(17)

以此類推可得通過第n層網格單元后的液滴濃度Cn：

(18)

將C0和Cn的表達式代入式(7)就可得到分離效率η的模型表達式為：

(19)

模型表達式(19)中有3個未知參數：平均液滴粒徑dav、慣性碰撞分離效率ηi以及直接攔截分離效率ηr。

Guseinov等[19]提出絲網除沫器前的管路中的平均液滴粒徑可以通過下列關聯式進行估算：

(20)

其中σl為液體的表面張力，ρG為氣體密度，Rcr為臨界液滴半徑：

(21)

因此本研究采用上述關聯式計算平均液滴粒徑dav。

目前計算直接攔截分離效率ηr的經驗式中，使用較普遍的是Chen[14]提出的經驗式，即式(3)。因此采用式(3)來對ηr進行計算。

在文獻中可以找到許多經驗式來計算慣性碰撞分離效率ηi，其中使用最普遍是Langmuir和Blodgett[20]提出的經驗式，但是Lucas[21]指出Langmuir和Blodgett提出的經驗式不適用于絲網間距較小的除沫器的分離效率計算。文獻[11,16]研究表明慣性碰撞分離效率ηi與St數有關，同時根據各參數對分離效率的影響的實驗結果。本研究提出如下關聯式：

ηi=aRb(1-ε)cStd

(22)

其中模型參數a,b,c和d通過實驗進行關聯。經關聯后的參數值分別為：a=0.0051，b=0.8639，c=-0.8639，d=0.8811。

若將式(3)、(20)、(21)以及(22)代入式(19)就可得知影響絲網除沫器分離效率的所有因素，即：

η=f(ρG,ρl,σl,μg,u,dw,ε,H)

(23)

4.2　模型誤差分析

通過式(23)可知壓力和溫度一定時，分離效率只和氣速、絲網除沫器絲徑、空隙率(或者比表面積)以及床層厚度有關。將各實驗參數代入式(19)，可以得到絲網除沫器在不同氣速下的分離效率。

圖 6為未發生二次夾帶時模型計算結果與實驗時數據的比較。

圖6　模型值與實驗值的對比Fig.6　Comparison between the model and experimental measured values

圖6說明在未發生二次夾帶時，分離效率的模型關聯式的計算值與實驗結果基本吻合，平均誤差為6.49%，誤差在±22%以內，說明該模型可以對纏繞式絲網除沫器未發生二次夾帶時的分離效率進行預測。

5　結論與展望

1)當未發生二次夾帶時，增大比表面積、床層厚度以及氣體速度或者減小絲徑，均有利于提高分離效率。當發生二次夾帶時，分離效率隨著氣速的增加而迅速減小。

2)根據實驗結果以及纏繞式絲網除沫器的空間結構建立了數學模型，并擬合了預測未發生二次夾帶時的分離效率的數學模型關聯式。通過比較模型關聯式的計算結果和實驗結果，發現該模型關聯式具有較好的準確性，能夠對纏繞式絲網除沫器的工業設計提供一定的參考。

3)通過實驗數據擬合獲得的模型參數表明，氣液相密度、空氣黏度、液體表面張力、液滴粒徑、除沫器比表面積、絲徑、床層厚度以及氣速是影響纏繞式絲網除沫器分離效率的主要因素。

4)對于發生二次夾帶后，分離效率的變化規律以及模型預測是今后工作的重點。

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