第3卷第5期过程工程学报 Vol.3 No.5 2003年10 月 The Chinese Journal of Process Engineering Oct. 2003收稿日期:2003–03–12, 修回日期:2003–05–06基金项目:中国石油化工股份有限公司科技开发资助项目(编号: 300023作者简介:魏伟胜(1962–, 男, 广东省五华县人, 硕士, 高级工程师, 主要研究催化反应工程, E-mail: weiws@.旋流板式气液分离器的放大规律魏伟胜,樊建华,鲍晓军, 石冈[石油大学(北京中国石油天然气集团公司催化重点实验室, 北京 102200]摘要:对旋流板式气液分离器在3种规模、18种旋流板结构下进行了模型实验研究,考察了旋流板结构参数(径向角、仰角和叶片数量对分离效率和压降的影响,并建立了预测分离器压降的关联式,为旋流板结构参数的确定提供了依据. 工业应用的标定结果表明分离器压降预测式是准确的,它可用于工业气液分离器的放大设计. 关键词:气液分离;旋流板;分离效率;压降中图分类号:TQ028.4 文献标识码:A 文章编号:1009–606X(200305–0390–061前言旋流板式气液分离器是一种典型的基于离心分离原理的气液分离器[1,2]. 分离器的主体为一圆柱形筒体,上部和下部均有一段锥体,见图1. 在筒体中部放置的锥形旋流板是除雾的关键部件,其结构如图2所示(详细结构可参考文献[3]. 旋流板由许多按一定仰角倾斜的叶片放置一圈,当气流穿过叶片间隙时就成为旋转气流,气流中夹带的液滴在惯性的作用下以一定的仰角射出而被甩向外侧,汇集流到溢流槽内,从而达到气液分离的目的. 叶片在竖直方向的倾斜程度用仰角α表示,在径向的排列方式用径向角β表示. 叶片数量、仰角α和径向角β是旋流板的3个重要参数.图1 气液分离器结构示意图图2 旋流板结构示意图Fig.1 Mist swirl separator Fig.2 The structure of the swirl vane目前工业上广泛应用的各类旋流板式气液分离器的设计和生产技术大多为一些公司的专有或专利技术,有关其结构和设计放大方法的报道很少[4,5]. 为深入了解旋流板式气液分离器的分离机InletSwirl vaneExit tube Gas outletCylinderLiquidoutlethαβ5期魏伟胜等:旋流板式气液分离器的放大规律391理,优化旋流板式气液分离器的结构和操作参数,本文以丙烯腈装置用的旋流板式气液分离器为对象,进行了较为系统的实验研究,以期为旋流板式分离器的开发和工业应用提供必要的基础.2模型实验装置实验流程如图3所示. 旋流板的叶片数量若无特别说明,则均为36片. 实验介质为空气–稀盐水体系. 雾滴由空气辅助双流体雾化喷嘴产生. 液流:盐水, 用一小水泵增压注入,注入的盐水量先通过转子流量计进行初步的调节控制,然后再用台秤进行更准确的计量;气流:雾化所需压缩空气,由V–3/10型空气压缩机产生,压缩空气量用LZB 型转子流量计计量. 实验所需的风量较大,在实验中空气压头不需要很大,因此实验采用罗茨风机供风即可,风量用QDF–6型数字式热线风速仪进行测量. 进水和接水的两个水箱都用台秤监测水的进出量.分离效率是单位时间内捕集的雾滴质量与进入分离器的雾滴质量之比. 由于在造粒时肯定会有部分水以蒸汽形式存在,因此进入喷嘴的液体质量需去除蒸发量后才是雾滴的真实质量. 在空气–盐水系统的实验中,可通过测量进出分离器的盐水浓度来准确测定液体的蒸发量. 气流出口直接进大气,压力降由分离器气体入口处的压力计(或U 型管测得.实验中,雾滴浓度一般控制在19 g/m 3, 雾滴平均粒径一般在30 µm(它由进入双流道喷嘴的气体和液体流量来控制.3实验结果与讨论3.1分离器的最佳空速空速是指气体通过分离器最大柱体截面时的表观速度,它直接关系到设备的处理量. 空速对分离效率和总压降有明显的影响,是评价分离器操作弹性的主要依据. 图4为不同空速下的分离图3 实验装置流程示意图Fig.3 Schematic diagram of experimental apparatusDual-flow nozzleDual–flow nozzle392 过程工程学报 3卷效率,表明对于结构一定的气液分离器有一最佳空速.表1是筒径D =340 mm 规模下分离器的最佳空速,其中括号内的数是气流通过叶片之间的理论平均速度. 不难发现,对于一定筒径的分离器,当其它条件不变时,径向角或仰角增大,将造成叶片间的通气面积减小,气流的穿过速度增大,动能因子的增大使得流体的湍流脉动更加剧烈,因此径向角或仰角较大的旋流板对应的最佳气速较小,但通过叶片时的速度却增加.在3种规模下所做的实验表明,随着筒径的增加, 最佳空速稍有减少,但通过叶片之间的气流速度却增加. 因此选定空速在5~9 m/s ,通过叶片时的速度在20 m/s 左右时较为合适.表1 D =340mm 时设备各结构最佳空速Table 1 Optimal superficial gas velocity at D =340 mm (m/sElevation αRadial angl e β20o30o 40o 40o 45o50o9.0(10.79.5(14.4 9.0(15.6 8.5(17.57.5(16.7Note: Values in brackets are calculated velocity through vanes.3.2旋流板结构旋流板是气液分离器的核心部件,它决定了分离器的分离效率和压降. (1 旋流板仰角对分离效率和压降的影响表2是φ700 mm 设备在径向角为55o 时,平均分离效率和压降随仰角变化的关系. 由表可见,随着仰角的增大,平均分离效率明显提高,但同时设备压降急剧增大. 综合考虑仰角在30o 为宜.表2平均分离效率和压降随仰角的变化Table 2 Effect of elevation on separation efficiency and pressure drop (U =6.36 m/s Elevation α20o 30 o 40 o Separation efficiency (% 93.9 96.0 98.1 Pressure drop (Pa7609901580(2 旋流板径向角对分离效率和压降的影响表3是φ700 mm 设备在仰角为30o 时,平均分离效率和压降随径向角变化的关系. 由表可见,随着径向角的增大,平均分离效率明显提高. 考虑到分离器的允许压降,规模较小的分离器径向角应小一些,规模较大的气液分离器应大一些. 因此旋流板径向角可选范围为50o ~60o .表3平均分离效率和压降随径向角的变化Table 3 Effect of radial angle on separation efficiency and pressure drop (U =6.36 m/sRadi al angle β50o 55o 60o Separation efficiency (% 94.6 96.0 99.0 Pressure drop (Pa81099017004567891011121314η (%U (m/s图4 气速–效率关系图Fig.4 Influence of superficial gas velocity onseparation efficiency5期魏伟胜等:旋流板式气液分离器的放大规律393(3 旋流板叶片数对分离效率和压降的影响表4是φ700 mm 设备在仰角、径向角和空速固定时,平均分离效率和压降随叶片数变化的关系. 由表可见,随着叶片数的增大,平均分离效率和压降明显提高.表4平均分离效率和压降随叶片数的变化Table 4 Effect of vane number on separation efficiency and pressure drop (U =6.36 m/sVane number36 40 45 Separation efficiency (% 89.3 96.8 98.8 Pressure drop (Pa3805606803.3高径比气液分离器柱体直径一定时,高径比就反映了分离器的高度. 在轴向方向上,最重要的参数是出气筒与旋流板的距离h (见图1. 在D=340 mm 规模的分离器上考察了出气筒与旋流板之间距离对分离效率的影响,实验结果如图5所示. 雾滴受旋转气流的夹带,在离心力的作用下被甩向器壁,其运动可分解为向下的轴向运动和向外的径向运动. 由临界粒径关联式知,只要雾滴在分离器内的停留时间大于移动到壁面所需时间,该雾滴就可以被捕集,因此在其它条件不变的情况下,分离效率将随出气筒高度降低而升高,但事实上并非如此,出气筒高度过低时,二次夹带的负面作用将占主要地位,造成分离效率的下降,因此出气筒高度应有一最佳值. 从图5可见,在108~248 mm(32%~73%D 范围内,分离效率较高. 4分离器压降的预测从上述实验可知分离器叶片的仰角和径向角越大或者叶片越多都有利于提高分离效率,但压降也随之增加. 由于工业上对分离器压降有一限制,一般要求小于2 kPa ,因此旋流板的选用原则应该是在保证分离器压降小于2 kPa 的条件下,使分离器具有较高的分离效率.气液分离器的压降可表达为3部分之和:入口、出口的局部阻力损失(∆P i 和∆P e 和分离器内的阻力损失(∆P plate . 前两者主要是克服进气和排气的各种损失,对分离过程基本上不起任何积极作用,应尽量克服;后者主要是造成气体的旋转,给离心力提供能量,对分离过程起积极作用. 实验表明,旋流板的结构变化对压降的影响最大. 图6是D=340 mm 气液分离器在5种旋流板结构下,压降随空速变化的关系. 另一方面,气液分离器的流场特性与旋风分离器类似,参考前人对旋风分离器压降建立的关联式,因此分离器的总压降可表示为(2i e plate i e plate1(1.2P P P P u ζζζρε∆=∆+∆+∆=+++ (1 实验所用分离器进口和出口截面固定,所以ζi 和ζe 可视为定值. 由于进口是一锥形渐扩体,阻力损失可忽略不计,ζi 近似为0. 出气筒直径D e 与分离器筒径D 符合以下关系:22e 14.D D = (250100150200250300949596979899η (%h (mm图5 分离效率随出气筒与旋流板间距离的变化Fig.5 Change of separation efficiency with the distance between the swirl vane and the exit tube394 过程工程学报 3卷突然缩小的局部阻力系数为0.375(以小管径气速为准[6],若以大管气速计则ζe 为6.0. 数值计算表明出口阻力系数取6.0 是合适的.当改变旋流板的径向角、仰角和叶片数量时,叶片通气面积将相应发生显著变化. 从图6可知,径向角和仰角越大,叶片的总流通面积越小,设备的总压降越大;相反叶片的总流通面积越大,设备的总压降将越小. 引入一个板结构参数B ,它等于分离器柱体截面积与叶片的总流通面积之比,因此阻力系数ζplate 与B 成正比例关系. 再引入一个与分离器规模有关的准数Ar =D 3ρ2g /µ2,假定:plate (,,f B Ar ζ= (3 用3种规模条件下的实测压降,通过优化,得到旋流板阻力系数:1.0370.052plate 2248.13 6.0,(1PB Ar u ζρε−∆==−+ (4阻力系数计算值与实验的一致性如图7所示. 从式(4就可得到分离器压降的预测模型:(1.0370.052216.048.13(1.2P B A r u ρε−∆=++ (5 我们开发的气液分离器在齐鲁丙烯腈厂和安庆石化分公司得到工业应用,工业应用标定结果及由式(5计算的结果如表5所示. 对比结果表明用式(5预算的压降与实际一致,预测压降关联式可用于放大设计.表5分离器压降的工业标定结果与计算结果的对比Table 5 Comparison between tested pressure drop and prediction by Eq.(5FactoryD (mm Temp. (o C Mass flow rate (kg/h Test ∆P (Pa Prediction ∆P (Pa η (% Qilu Acrylonitrile factory Anqing branch1520 190086 8246543 949311100 20321031 2023>96 >95Note: P =20 kPa, ε=0.0155.5结论通过对旋流板式气液分离器的模拟实验研究,得到了如下的结论: (1 气液分离器有一最佳的操作范围,最佳空速宜选取在5~9 m/s.100020003000400050006000∆P (P aU (m/s0.40.60.81.01.210203040506070ζp l a t eB1.037Ar-0.052图6 D=340 mm 分离器压降随空速的变化 Fig.6 Change of pressure drop with superficial gasvelocity at D =340 mm图7 不同结构下的旋流板阻力系数Fig.7 Drag coefficient at different swirl vanes5期魏伟胜等：旋流板式气液分离器的放大规律395 (2 旋流板与出气口之间的距离宜选取在 32%~73%D. (3 分离器叶片的仰角和径向角越大或叶片越多都有利于提高分离效率，但压降也随之增加. (4 压降预测模型：∆P = ( 6.0 + 48.13 B 1.037 A r −0.052 1 ρ (1 + ε u 2 的压降预测结果与工业应用标定 2 结果一致，它可用于气液分离器的放大设计. 符号表：Ar B g h K u α 准数, Ar=D3ρ2g/µ2 分离器柱体截面积与叶片的总流通面积之比重力加速度 (m/s2 旋流板与出气口之间的距离 (m 系数分离器的操作空速 (m/s 仰角(o β ε η µ ρ ζ 径向角 (o 气流中液气质量比分离效率 (% 气体粘度 (Pa.s 气体密度 (kg/m3 阻力系数参考文献： [1] [2] [3] [4] [5] [6] 浙江大学化工原理组. 旋流板除雾器 [J]. 化学工程, 1972,1(4: 79–84. 浙江大学化工原理组. 旋流板技术及其应用 [J]. 化学工程, 1978, 7(2: 21–23. 李樟三, 魏伟胜, 邵国华, 等. 丙烯腈装置用气液分离器 [P]. 中国专利: 01221773.5, 2002–01–23. 陈建孟, 谭天恩. 旋流板上流场的 LDA 实验研究 [J]. 化学工程, 1996, 24(3: 59–64. 陈建孟, 谭天恩, 史小农. 旋流塔板上局部处的液滴粒径分布 [J]. 高校化学工程学报, 1995, 9(4: 319–325. 时钧, 汪家鼎, 余国琮, 等. 化学工程手册, 第二版, 上卷 [M]. 北京: 化学工业出版社, 1996. 19–32. Scale-up of Mist Swirl Separators WEI Wei-sheng, FAN Jian-hua, BAO Xiao-jun, SHI Gang (The Key Laboratory of Catalysis, China National Petroleum Co., University of Petroleum, Beijing 102200, China Abstract: Experiments were conducted in three swirl mist separators, with the internal diameters being 340, 480, and 700 mm, respectively. The separators were equipped with 18 sets of swirl vanes. The effects of superficial gas velocity and geometrical parameters, such as the elevation and the radial angle of the swirl vane, vane number, the ratio of separator body height to diameter on mist separation efficiency and pressure drop w tested. Results ere showed that the separation efficiency and pressure drop increased as elevation, radial angle and vane number were increased. An optimal superficial gas velocity exists in the range from 5 to 9 m/s and it decreases slightly with scale-up. The optimal distancebetween the swirl vane and inner exiting tube is 32%~73% of the separator diameter. The mist separator should be designed to make the separation efficiency as high as possible, with the pressure drop less than 2 kPa. The structure of the swirl vane is one of the most important parameters by which pressure drop is determined. A pressure drop correlation was established based on experimental data and theoretic analysis. A scale-up procedure was suggested for the design of industrial mist separators. Pressure drops measured from two industrial scale separators (φ1.52 m and φ1.90 m were found in good agreement with the predicted values, and the separation efficiency of greater than 95% was achieved. Key words: mist separator; swirl vane; separation efficiency; pressure drop。