夏芃力 孔庆森 刘丽艳

(1.天津市化工设计院；2.天津大学化工学院)

化工生产排放的气体中经常含有产品液滴或固体小颗粒，若直接排放，则可能腐蚀下游设备，诱发振动造成力学失效，或出现浪费原料及污染大气等现象。近年来，国外一种新型除污节能设备——折流板式除雾器被广泛应用于工业生产中，该设备可有效地从气流中分离出夹带的微小液滴和固体颗粒，进而改善生产条件、减少环境污染。由于该类分离器的材料和结构尺寸多种多样，且具有高效节能、工作稳定性好、结构坚固耐用及可常规设计等特点，同时还能适于高气速、高液载和各种粘性液体，因而被广泛应用于冶金、化工及炼油等工业领域。

1939年国外学者首次对折流板除雾器进行研究，随后研究者们分别采用实验和数值模拟的方法对折流板除雾器流场进行研究，实验结果验证了数值模拟流场的可靠性[1～3]。随着折流板除雾器应用的工业化和大型化，出现了设备坍塌、断裂等力学问题，严重影响生产效益和安全[4，5]。目前，工业生产中折流板的力学性能受到设备运行状况及约束等因素的影响，很难实现直接测量和分析，针对这一问题尚未开发出有效的解决方法。随着计算机技术的飞速发展，数值模拟方法得到广泛关注。流固耦合数值模拟技术可直接提取设备内部流场和载荷分布，加载到力学计算过程中，实现力学计算准确加载，实时捕捉工作状态。Tang D M等针对流固耦合技术进行研究，对比了线性理论和实验数据，并将其应用于超音速压气机的分析中，在更接近真实的工作状态下得到较理想的研究结果[6～8]。折流板除雾器的坍塌失效机理比较复杂，研究流场稳态情况下折流板的受力和应力分布情况，可为进一步研究除雾器失效机理奠定基础。笔者采用流固耦合数值模拟方法，计算除雾器内流体压力场，加载到固体计算域，分析固体折流板受力情况，研究结构参数对折板力学性能的影响，并得到最优结构参数，为其工业应用提供指导。

1 数值模拟

1.1模型及网格

采用ANSYS软件对折流板除雾器进行流固耦合数值模拟，实际工作过程中单片折流板的受力情况基本相同，为减少计算时间和计算量，只取其中一片折流板为研究对象，模拟该折流板两侧流场，将流场载荷加载到折流板上进行受力分析，图1a给出单片折流板的计算模型。采用ICEM软件对流体和固体的计算域生成六面体结构化网格，弯折处和约束处对流体和固体进行网格加密处理(图1b、c)，对网格进行了敏感性分析和网格无关性检验。图2给出了进口气速为5m/s时，折流板上、下两侧流体通道中心位置横截面流场压力分布。由图2可见，折流板上、下两侧通道内的流场分布基本相同，靠近进口处压力均较大，在每一个弯折处折流板两侧的压差较大，随着流体的流动，折流板两侧通道内的压力均逐渐减小，两侧的压差也随之减小。但总体上两侧通道压力场分布基本一致。

图1 数值模型建立以及网格划分

a. 折流板上侧

b. 折流板下侧图2 进口气速5m/s时折流板两侧压力分布

1.2数值模拟条件

1.2.1流体边界条件

流体介质选取25°C时空气-水体系，空气为连续相，水滴为分散相。连续相进口条件为速度进口；出口条件为压力出口；壁面条件为无滑移，绝热。离散相进口条件为速度进口，速度与连续相相同，在进口均匀分布；出口条件为压力出口；壁面条件为与壁面相互作用模型选用Stick-to-wall模型。

1.2.2固体边界条件

折流板的载荷由流体计算结果给出，折流板约束为4个螺栓孔，在螺栓孔处采用ANSYS Workbench中Cylindrical Support约束折流板上4个螺栓孔，半径和轴向固定，切向自由。

1.3流体控制方程

结合实际情况和合理的计算时间，对流体做出如下假设：

a. 进入折流板气速不大于7m/s，可视为不可压缩气体；

b. 液滴粒径可做球体处理，忽略液滴聚合、蒸发和摩擦的影响；

c. 液体颗粒撞击到壁面上即认为被捕集，不考虑壁面水膜的影响；

d. 液滴到达除雾器出口处即认为未捕集。

在三维坐标系中，采用欧拉-拉格朗日方法分别处理连续相和离散相。气相的控制方程为连续性方程、Navier-Stokes方程和RNGk-ε方程。

1.4固体控制方程

对体积V内介质，由虚功原理可得：

(1)

式中fk——当前位置上的体力密度，kg/m3；

k——湍动能，m2/s2；

sk——作用在单元外表面φ1上的表面力，N，本计算中sk=0；

tkm——Cauchy应力，Pa；

δxk——虚位移，mm；

ρs——密度，kg/m3。

式(1)右端依次为惯性力、内应力、体力和表面力做的虚功，左端为总的虚功。积分在控制单元内进行，运用Gauss定理可得：

(2)

(3)

1.5求解方法

因主要研究折流板力学性能采用单向流固耦合，首先利用CFX求解流体控制方程，再用Mechanical求解固体控制方程，通过流固交界面把流体计算结果压力场加载到折流板上。

流体求解：应用CFX求解器，采用有限体积法对三维数值模型进行离散，压力-速度耦合方程采用SIMPLE算法，动量方程、湍动能和湍流耗散率方程均采用二阶迎风格式，壁面边界条件考虑为无滑移固壁边界，液滴基于拉格朗日法进行计算。

固体求解：应用Mechanical求解器，采用有限元法进行离散，Solid186固体结构单元，运用共轭梯度求解器对固体方程进行求解。

2 结果与讨论

2.1力学性能指标确定

笔者所用数值模拟方法已得到相应力学性能实验验证。实验和数值模拟结果均表明折流板从一个弯折处沿着流体方向(即轴向)应力变化梯度较大，第一主应力由拉应力迅速变为压应力，或者由压应力迅速变为拉应力，靠近弯折处有较大的应力集中，远离弯折处应力相对较小，总体实验结果和模拟结果吻合良好(关于具体实验方案和测试结果已另文发表)。

针对图1a所示的折流板进行了大量的数值模拟研究，结果表明折流板最大挠度位于折流板迎风侧中间位置。折流板弯折部分应力分布和折流板约束处的应力分布差别较大，折流板内部应力最大的位于第一弯折中间位置。图3、4给出一定参数下(级数2、间距20mm、折角90°、进口气速7m/s、约束孔径20mm、折板高度60mm、约束边宽40mm)折流板除雾器第四强度理论挠度和应力分布。通过对折流板的应力分布分析，选择约束处最大应力σmax，折流板进口第一块折板最大应力σmax1和最大挠度wtotal3个参数为折流板应力分布研究指标，研究约束孔径、约束边宽和折板高度对折流板力学性能的影响趋势，从而得到最优的参数，加强折流板的强度和刚度，避免除雾器坍塌失效。

图3 挠度分布云图

图4 应力分布云图

2.2结构分析

折流板约束孔径、折板高度和约束边宽3个设备参数对折流板的效率、压降的影响较小，但对折流板力学性能有影响。对这几个参数进行单因素分析，研究折流板约束孔径、折板高度和约束边宽对指标的影响规律，为折流板除雾器设计提供指导。

2.2.1约束孔径D的影响

约束孔径D对折流板除雾器主要起固定支撑作用，是保证除雾器安全、稳定运行的关键尺寸。根据螺栓标准可知螺栓直径有M8、M18、M27、 M38、 M48系列，所以约束孔径取较大值，因此折流板约束孔径分别采用10、20、30、40、50mm系列，从力学的角度分析不同约束孔径对设备力学性能的影响。工业中常用的折板尺寸参数见表1(图1a)，液滴直径为20μm，不同风速下，约束孔直径对σmax、σmax1和wtotol的影响如图5所示。

从图5可以看出：圆孔约束处的最大应力σmax随着孔径的增大先减小后增大，当约束孔径为20mm时σmax最小；第一弯折处的最大应力σmax1和最大挠度wtotal也是随着约束孔径的增大先减小后增大，当约束孔径为40mm时，σmax1和wtotal最小。约束孔径增大固定螺栓直径增大，承受折板上的部分约束力，折板约束处的最大应力减小；但随着约束孔径的增加，约束边宽有效承载材料减少，从而使约束应力增大。可见约束孔径受到约束边宽的限制，约束边宽较大时，适当增大约束孔径可以降低约束处的最大应力。约束孔径适当增大，会提高约束处的刚度，从而减小最大挠度。约束孔径增大也会使折流板内部应力趋于均匀，降低第一弯折处的最大应力。随着约束孔径的进一步增大，约束处的材料同样减少，造成约束处刚度减小，传递到折流板内部应力分布不均匀，所以，σmax1和wtotal会在约束孔径为40mm时开始增大，由此，建议约束孔径采用20mm。

2.2.2折板约束边宽B影响

约束边宽B同约束孔径一样，对折流板除雾器均起到固定支撑的作用，是保证除雾器安全、稳定运行的关键尺寸。其具体尺寸主要受到约束孔径和折流板除雾器制造材料制约。根据约束孔径的尺寸确定约束边宽的大小，约束边宽采用40、50、60、70、80mm系列，从力学的角度，分析得到科学合理的约束边宽的尺寸。其他折板的具体尺寸参数见表2(图1a)，液滴直径为20μm。折流板约束段不在除雾器分离过程中发挥作用，主要起安装固定作用。不同风速下，折板约束边宽对σmax、σmax1和wtotal的影响如图6所示。

表1 折板尺寸参数

a. σmax

b. wtotal

c. σmax1图5 不同风速下参数随着约束孔径的变化趋势

表2 折板尺寸参数

a. σmax

b. wtotal

c. σmax1图6 不同风速下参数随约束边宽变化趋势

由图6可见，不同风速时随着边宽的增大，σmax、σmax1和wtotal均减小，当约束边宽为60mm时，σmax减小趋势趋于平缓，增大约束边宽会导致折流板惯性力和刚度增大，而表面力变化不大，当折板约束边宽与折板高度相同(60mm)时，约束处的最大应力σmax开始趋于平稳，建议约束边宽采用60mm。

2.2.3折板高度C影响

折板高度C对除雾器的工艺性能影响较小，其计算式为：

(4)

式中C——折板高度，mm；

s——折板间距，mm；

α——折流板折角，(°)。

工业中常用的其他折板具体尺寸参数见表3(图1a)，液滴直径采用20μm，不同风速下，折板高度对σmax、σmax1和wtotal的影响如图7所示。

表3 折板尺寸参数

a. σmax

b. wtotal

c. σmax1图7 不同风速下参数随折流板高度变化趋势

从图7可以看出，随着折流板的高度增大，σmax、σmax1和wtotal减小。随着折板高度的增加，折流板的刚度增加，固体方程中惯性力增大，根据流场分析得知折流板的高度的增加，折流板两侧的压力差变化不大，因此载荷变化较小，固体方程中表面力基本不变，故增加折板高度，会降低折流板的σmax、σmax1和wtotal。从工艺的角度分析，折板高度在一定范围内变化对折流板的效率、压降及处理量等都没有影响。从力学的角度分析，适当提高折流板的高度可以提高设备强度，由此建议折板高度采用80mm。

2.2.4优化结果对比

通过对折流板除雾器结构尺寸优化后，得到力学性能最优的结构尺寸。图8分别给出了最优结构参数的折流板除雾器在不同气速下的σmax、σmax1和wtotal结果与以下组合的对比结果：

a. 组合(1)，约束孔径为20mm、约束边宽为70mm、折板高度为60mm(约束孔径单因素分析中力学性能最优)；

b. 组合(2)，约束孔径为20mm、约束边宽为60mm、折板高度为60mm(约束边宽单因素分析中力学性能最优)；

c. 组合(3)，约束孔径为20mm、约束边宽为40mm、折板高度为80mm(折板高度单因素分析中力学性能最优)。

图8a给出了不同风速下，不同组合的σmax对比结果，从图8a中可以看出优化后组合下除雾器的σmax最小，随着风速的增大，不同组合的σmax均增大，同时优化后的σmax相对于其他组合下的σmax更小，显示出优化后折流板除雾器的优良力学性能；图8b给出了不同风速下，不同组合的wtotal对比结果，从图中可以看出优化后组合下的wtotal远小于组合(1)、(2)下的wtotal，但对于组合(3)这种优化效果不明显；图8c给出了不同风速下，不同组合的σmax1对比结果，从图中可以看出优化后的σmax1小于组合(1)、(2)下的σmax1，但对于组合(3)这种优化效果并不明显。综上所述，折流板结构尺寸优化后的σmax、wtotal和σmax1与组合(1)、(2)对比相对较小，显示出优良的力学性能。折流板结构尺寸优化后的wtotal和与组合(3)对比优化效果不明显，但优化后的σmax与组合(3)对比相对较小，但综合考虑优化后的σmax、wtotal和这3个参数时(σmax是工业应用中折流板破坏的主要因素)可以看出优化后的折流板结构尺寸(约束孔径为20mm、约束边宽为60mm、折板高度为80mm)下除雾器具有优良的力学性能。

a. σmax

b. wtotal

c. σmax1图8 不同风速下各参数的不同组合对比

3 结论

3.1通过与工程实际对比，折流板断裂失效位置位于折流板约束处，约束处为折流板最易发生破坏的位置。

3.2随着约束孔径增大σmax、σmax1和wtotal先减小后增大，建议采用20mm；随着约束边宽的增大，σmax、σmax1和wtotal均减小，建议采用60mm；随着折流板的高度增大，σmax、σmax1和wtotal会减小，建议采用80mm。

3.3通过采用优化后的结构尺寸，折流板除雾器力学性能得到较大提升，可为工业设计折流板除雾器提供指导。

[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] 郎艳，胡辉.135MW机组脱硫系统除雾器坍塌失火的原因分析与对策探讨[J].江苏电机工程，2009，28(3)：81～83.

[5] 陈水龙. 电厂脱硫系统中除雾器结垢和局部塌陷问题的分析和对策[J].电力环境保护，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.灵活性与实践性相融合——ANSYS 10．0重要新功能[J].CAD/CAM与制造业信息化，2005，(11)：61～63．