湿式除尘器综合运行参数的影响

李小川^{1, 2}，胡亚非¹，张巍¹，陈明军¹，李强¹

(1. 中国矿业大学 化工学院，江苏 徐州，221008；

2. 中国矿业大学 煤炭加工与高效洁净利用教育部重点实验室，江苏 徐州，221008)

摘要：通过测量不同初始液位b₀和不同气流速度v时除尘器的节流液位差△h、全压损失R和除尘效率η等参数，对节流型自激式水幕除尘器的综合运行参数进行研究。研究结果表明：△h对气相阻力的增加有抑制作用，△h-v和R-v关系随b₀的不同分别都呈直线和二次曲线关系；节流液位差通过改变含尘气流方向提高惯性碰撞几率，在提高除尘效率方面与速度v有同样重要的作用，除尘效率η随b₀减小而增大，同一b₀的η随v增大而增大；除尘器在风机叶轮旋转的不平衡惯性力激励下会发生共振。综合考虑共振频率、阻力和除尘效率3个因素，适宜的运行工况是b₀=0~34 mm、v=9.22~13.68 m/s，此时除尘效率高达98.6%，全压损失为430~705 Pa。

关键词：湿式除尘器；节流液位差△h；初始液位b₀；全压损失；除尘效率

中图分类号：X505          文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2013)02-0862-05

Effect of operation parameters of wet dust collector

LI Xiaochuan^{1, 2}, HU Yafei¹, ZHANG Wei¹, CHEN Mingjun¹, LI Qiang¹

(1. School of Chemical Engineering and Technology, China University of Mining and Technology, Xuzhou 221008, China;

2. Key Laboratory of Coal Processing and Efficient Utilization, Ministry of Education,

China University of Mining and Technology, Xuzhou 221008, China)

Abstract: The operation parameters of throttle-type self-excitation dust controller were studied through the measurement of throttle liquid-level difference △h, total pressure loss R and collection efficiency η on different initial liquid levels b₀ and different gas velocities v. The results show that the throttle liquid-level difference protects gas-phase resistance from its increase. The change between △h and v shows the linear and conic relationship on deferent b₀ value, and it is the same as the change between R and v. Throttle liquid-level difference plays the same important role in collection efficiency as gas velocity, because of its change of flow direction increasing the inertial impaction probability. Collection efficiency η increases with the fall of b₀ value. Meanwhile, the η value increases with gas velocity with the same b₀ value. The dust collector resonance occurs excited by unbalance inertia force of impeller revolving of fan. Under the influence of resonance frequency, pressure loss and collection efficiency the appropriate operating condition of dust controller is that the b₀ value is between 0 and 34 mm, and the gas velocity is between 9.22 and 13.68 m/s. In this case, the collection efficiency reaches 98.6% and the total pressure drops 430-705 Pa.

Key words: wet dust collector; throttle liquid-level difference △h; initial liquid level b₀; total pressure loss; collection efficiency

由于除尘效果好，湿式除尘器在矿物开采和加工利用等高产尘环节应用广泛，对湿式除尘原理、除尘效率、除尘器阻力特性、气液两相流等理论的研究也较为丰富^[1-6]。随着能源危机的凸显，流体流动的能耗与除尘效率的综合评价显得尤为重要，在较高的除尘效率、较低的阻力及设备安全工况区运行是湿式除尘器运行参数设定的更佳选择，目前这方面的综合研究与评述也备受关注^[7-9]。目前对湿式除尘器内部复杂多相流动特性的研究方法或使用数值模拟或基于测试并不精确的气液比，更为有效的实验手段较少，很难对除尘器效率、阻力和安全工况区进行综合评价^[10-13]。本文作者应用计算机多点实时测试技术和变频调速技术在较为宽泛的试验条件下对除尘器性能进行测试，已完成湿式除尘器内部压力分布和气液耦合特性等研究^[14-15]，在此基础上继续从除尘器运行时液相节流液位差、气相压损、除尘效率和除尘器共振等的变化规律出发进行研究，为探讨除尘器高效、低耗、安全的综合运行参数提供参考。

1  除尘器原理及基本特性

节流型自激式水幕除尘器结构原理如图1所示，含尘气流在通风机抽吸作用下流入除尘器，气流经导流器引导至节流器处加速后在节流口对除尘液面形成冲击，节流口前后产生节流液位差△h并同时产生大量高速运动的液滴，固相粉尘在冲击液面和与液滴接触时被捕捉，清洁气体经排气口排出。通过液床高度调节节流口初始过流面积，脱水器降低排气口液滴夹带量。

1.1  节流液位差△h

节流液位差△h是除尘器节流口液面与接触腔液面在节流作用下产生的液位差，如图1所示，△h表征节流(包括气液固相的传质传动过程)产生的气相总压头损失，即

      (1)

式中：p₁和p₂分别为节流口和除尘腔液面上方的静压力，Pa；x₁和x₂分别为节流口和除尘腔液面在x方向的最大刻度，m；dx为微分量；ρ为气体密度，kg/m³；g为重力加速度，kg/s²。

图1  节流型自激式水幕除尘器原理图

Fig.1  Structure chart of wet dust collector

△h与气体流速v(m/s)和初始过流高度b₀(mm)有关，b₀表示除尘器静止时节流器末端距液面的距离，当初始液位超过节流器最低点时b₀为负值。

1.2  粉尘捕捉过程分析

液相捕捉粉尘的主要方式有惯性碰撞、截留和布朗扩散等，由于气液接触方式和流速等不同这三种方式对除尘效率的贡献也有差异。对节流型除尘器而言，由于△h的影响，气流方向在节流口发生较大角度转变(图1中虚线表示气相流线)，随着气流流速和b₀的变化，粉尘捕捉过程也发生着微妙的变化，当气流流速较小b₀较大时，气流对液面的冲击微弱，大颗粒粉尘由于惯性碰撞进入液面被捕捉，部分小颗粒粉尘由于布朗扩散进入液面被捕捉，而绝大多数小颗粒粉尘随气流流出除尘器而未被捕捉；当气流速度增大，△h随之不断提高时，气流对液面产生较大冲击，激发大量液滴，此时气流方向发生较大角度的改变，几乎所有大颗粒粉尘由于惯性碰撞而被捕捉，由于气流方向转变较大，更多较小粒径粉尘处于截留作用范围内被捕捉，而由于大量液滴在除尘腔中形成水幕，增加了微细粉尘布朗扩散的捕捉几率，此时即使较大的b₀也不会太多的降低粉尘捕捉效率；而当气流速度进一步增加时，惯性碰撞与截留作用并不会随气流速度的增大而继续增大，反而会因气流速度过快而缩短接触时间，降低了布朗扩散对微细粉尘的捕捉效率。

1.3  除尘器全压损失分析

除尘器整体压力损失R(Pa)主要包括：含尘气流节流过程产生的节流损失R_P，脱水器阻力R_T、固相粉尘携带阻力R_G和其他局部阻力R_f等。

              (2)

除尘器内为气-液-固多相流动，伴随有复杂的传质传动过程，分别测量R_P，R_T，R_G和R_f较为困难，在考察除尘器阻力特性时可将整个除尘器选为控制体，气相视为不可压缩流体，用进出控制体的气相全压差进行计算：

        (3)

式中：R为所选控制体全压差；p_1-1和p_2-2分别为控制体进、出截面的静压力；v_1-1和v_2-2分别为控制体进、出截面的气流平均速度。

2  实验方法

除尘器的长×入口宽×入口高为2 m×0.4 m×0.2 m，除尘风机最大流量3 026 m³/h，节流器末端距除尘腔底高130 mm，入口设置直径为200 mm的均速管，安装TES-1341型热线风速仪测量入口流速，风速仪后方适当位置设置粉尘投料口，JYB-DW型微差压传感器测量除尘器1-1和2-2截面处静压力，固定在节流口前后两侧的刻度尺测量节流液位差△h，变频器调节除尘器流速，实验系统及测点布置如图2所示。

图2  实验系统及测点布置图

Fig.2  Experimental system and measuring point arrangement

除尘效率实验所选粉尘为某烧结厂皮带输送转运点布袋收尘除尘灰中粒径小于106 μm的粉尘，其中，D₁₆＜11.67 μm，D₇₅＜38.97 μm，D₉₀＜53.03 μm，D₉₈＜71.11 μm，粉尘堆积密度1.13 g/cm³，FC-1A型粉尘采样仪采集除尘器出口粉尘浓度。

实验保持节流器高度130 mm，粉尘投放量0.2 kg/min，测量不同b₀时除尘器节流液位差-气流速度(△h-v)关系如图3所示，全压损失-气体流速(R-v)关系和除尘器共振点如图4所示；测量除尘器出口粉尘浓度，采样时间5 min，计算每次测试的除尘效率如图5所示。

3  分析与讨论

3.1  节流液位差△h的变化规律

由图3可知：同一初始过流高度b₀条件的节流液位差△h随入口流速v增加而增大，相同v时b₀越大，△h越低。另外，当b₀为-15，0和14 mm时，△h-v曲线呈显著的线性关系；当b₀为34和45 mm时，△h-v曲线呈二次曲线关系；在v＜16.8 m/s，b₀≤14 mm时，△h-v曲线可近似表示为：

                 (4)

式中：k为与除尘器结构特点有关的系数，s/mm；△h₀为与初始液位b₀有关的参数，mm。当b₀＞14 mm时△h-v曲线用二次关系表示更为贴切。

由△h-v曲线的变化规律可知：当b₀较小时，除尘器在较低流速时就使气液两相较为充分的接触，液相的节流液位差形成了气相动能与压力能转换的抑制体，当v增大时，△h与气相静压力形成线性平衡体系，表现为△h随v的线性增长；而当b₀较大时，除尘器在较低流速时气相对液相的作用较弱，液相在一定程度上以壁面摩擦阻力抑制气相动能与压力能的转换，因此△h与v在一定程度上表现出了二次曲线关系的增长趋势。

图3  不同b₀时△h-v关系

Fig.3  △h-v curves of dust collector on different b₀

3.2  除尘器阻力变化规律

在大节流条件下气流通过液相底层的阻力特性与气流通过固体边壁的传统模型(R-v曲线呈二次关系)和文献[11]中R-v曲线呈直线关系有较大差别。由图4可知：当b₀较大时，R-v曲线体现出二次曲线关系，随着b₀减小，线性关系逐渐凸现。由曲线拟合数据可知：当b₀=45 mm时，拟合曲线二次项系数为1.290，而当b₀为0和-15 mm时，拟合曲线线性相关度都高达0.998。

图4  不同b₀的除尘器R-v曲线

Fig.4  R-v curves of dust collector on different b₀

除尘器阻力的二次曲线与直线关系主要是节流液位差△h对气相动能与压力能转换抑制的结果。除尘器运行时，在节流口前后液面分别加载了不同大小的静压力，产生了液位差值，随着v增大，节流口前后静压差增大，△h随之增大，此时气体过流面积随△h增大而增大，过流面积的增大抑制了流动阻力系数的进一步增大，最终全压损失与v达到一种线性平衡，△h趋于稳定。具体而言，当b₀较大v较小时，气体过流面积较大，液相以近壁面摩擦作用抑制气相的流动，△h的抑制作用表现微弱，气相阻力体现出气体流过固体边壁的二次曲线特性；当v增大到一定值后，液相近壁面摩擦作用对气相阻力的影响远弱于△h的变化，除尘器R-v曲线体现出了直线特性，在图4中，当速度v分别大于7.33，10.64和11.95 m/s时，b₀为45，34和14 mm曲线曲率都不断变小，体现出直线特性。当b₀较小时，气体过流面积较小，在较低v时液相表面摩擦作用对气相阻力的影响就远小于△h的变化，当v增大时，△h随之增大来降低流动阻力系数，使全压损失与v最终稳定在线性平衡状态，这从图4中b₀为0和-15 mm两曲线得到证实。

3.3  除尘效率变化规律

湿式除尘器的除尘效率η与气液两相接触充分程度有关。由图5可知：随着流速增加，不同b₀时的η都不断升高，b₀较小时的除尘效率较高且有效流速范围宽。当b₀为-15，0和14 mm时，在较小流速时除尘效率就能达到90%以上，而当流速分别大于7.5，8.8和9.2 m/s时，η就能达到98%，随着流速进一步增加，除尘效率能达到99.5%以上；而当b₀为34和45 mm时，在较小流速时除尘效率不足90%，随着流速增加虽也能达到较高的除尘效率，但有效流速范围较窄，当b₀=34 mm，v＞12.3 m/s时，η能达98.6%，随着流速进一步增加η能达到99.4%，而当b₀=45 mm，v=15.8 m/s时，η仅为98.2%，此时的除尘器阻力处于较高值。

图5  不同b₀的除尘器η-v曲线

Fig.5  η-v curve of dust collector on different b₀

分析可知：当b₀较小时，初始过流面积较小，在较小流速情况下就产生了较大的△h，气流在节流口处受节流液位差影响，产生较大程度的方向改变，很大部分大颗粒粉尘都通过惯性碰撞被捕捉，得到了较高的除尘效率，随着流速增加，气流对液面的冲击增大，△h进一步增大，且气流冲击的液滴量增加，在除尘腔中微细粉尘颗粒受布朗扩散作用影响被液滴捕捉，进一步提高了除尘效率。而当b₀较大时，初始过流面积较大，需要有足够大的速度才能产生较大的△h，因此惯性碰撞作用要在较大速度时才能起到较好作用，降低了整体除尘效率，而当流速进一步增加时，由于b₀较大，同时△h随流速增加而增加，二者形成了很大的过流面积，较多小颗粒粉尘来不及发生方向转变就随气流流过了节流口，逃脱了液相的捕捉作用，除尘效率始终处于较低水平。

3.4  除尘器振动及综合运行参数评价

除尘器固有频率与除尘器风机转动频率会在一定转速下耦合发生共振，威胁到除尘器运行安全，实验知，除尘风机运行频率在44.8~45.6 Hz时，除尘器机械振动振幅明显加大，并发生异常声响，图4中“振动点”位置为各b₀时除尘器开始发生共振现象的速度位置(速度分别为15.28，13.68，12.90，12.21和10.23 m/s)，进一步分析可知：除尘风机叶轮旋转的不平衡惯性力是产生共振的激励作用力。因此，除尘器应避免运行在共振频率区间内。

在兼顾安全性的同时，较低的阻力损耗和较高的除尘效率是除尘器综合运行参数的重要评价指标，由图4和图5可知：当b₀较小时除尘效率η很高，但除尘器全压损失R较大；当b₀适中时除尘器全压损失R整体降低，但除尘效率η在速度达到一定值时都能达到较高值；而当流速增加到较高值时，所有b₀的除尘效率增加缓慢，而阻力增加较快。综合考虑共振频率、阻力和除尘效率3个因素可知：当b₀为0，14和34 mm时，入口速度分别为9.31~12.21 m/s，9.22~12.90 m/s和12.30~13.68 m/s是较为安全、高效和低能耗的运行工况区，相应的除尘器全压损失分别为554~705，430~618和442~535 Pa，除尘效率能达到98.6%以上。

4  结论

(1) 节流液位差对气相阻力的增加有抑制作用，除尘器△h-v和R-v关系由于这种抑制作用，都表现出直线和二次曲线的组合，当初始液位b₀较大时呈现出二次线关系，当b₀较小时呈现出直线关系。

(2) 除尘效率η随b₀减小而增大，相同b₀时，η随气流流速增大而增大，液相通过调节△h更大程度地改变了含尘气流的流动方向，增大了粉尘惯性碰撞捕捉几率，△h与流速v在提高除尘效率方面有着同样重要的作用。

(3) 除尘器在风机叶轮旋转的不平衡惯性力激励下会发生共振，综合共振频率、阻力和除尘效率3个因素，除尘器适宜的运行工况为b₀在0~34 mm、入口流速在9.22~13.68 m/s，此时除尘效率高达98.6%，全压损失为430~705 Pa。

参考文献：

[1] Petavratzi E, Kingman S, Lowndes I. Particulates from mining operations: A review of sources, effects and regulations[J]. Minerals Engineering, 2005, 18(2): 1183-1199.

[2] 于庆波, 王新华, 王庆林, 等. 自激式除尘器的除尘性能[J]. 东北大学学报: 自然科学版, 2002, 23(8): 799-801.

YU Qingbo, WANG Xinhua, WANG Qingli, et al. Experimental study on the performance of self-swash dust catcher[J]. Journal of Northeastern University: Natural Science, 2002, 23(8): 799-801.

[3] 刘建, 姚海飞, 魏传光, 等. 掘进工作面湿式离心除尘器的结构优化及数值模拟[J]. 煤炭学报, 2010, 35(3): 424-428.

LIU Jian, YAO Haifei, WEI Chuanguang, et al. The structural optimization and numerical simulation of wet centrifugal precipitator at working face of diving airway[J]. Journal of China Coal Society, 2010, 35(3): 424-428.

[4] SHEN Xuefeng, WAN Jingsong, XUE Qingguo. Basic properties of steel plant dust and technological properties of direct reduction[J]. International Journal of Minerals, Metallurgy and Materials, 2011, 18(3): 227-284.

[5] 马中飞, 贾勇. 聚丙烯酰胺复配物在自激式除尘器中的应用[J]. 江苏大学学报: 自然科学版, 2007, 28(2): 147-150.

MA Zhongfei, JIA Yong. Application of polyacrylamide complexation on self-swash dust catcher[J]. Journal of Jiangsu University: Natural Science Edition, 2007, 28(2): 147-150.

[6] 蒋仲安, 金龙哲, 杜翠风. 湿式除尘器中脱水装置性能的理论和实验[J]. 北京科技大学学报, 2001, 23(3): 196-198.

JIANG Zhongan, JIN Longzhe, DU Cuifeng. Theoretical and experimental investigation of the characteristic of dewater equipment on wet scrubbers[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2001, 23(3): 196-198.

[7] Dubinskaya F E. A priori estimation for coefficients in the energy theory of wet dust trapping[J]. Chemical and Petroleum Engineering, 2001, 37(9/10): 525-529.

[8] 赵建涛, 黄戒介, 吴晋沪, 等. 气固错流移动颗粒床过滤器除尘效率[J]. 化工学报, 2004, 55(5): 721-726.

ZHAO Jiantao, HUANG Jiejie, WU Jinhu, et al. Collection efficiency of cross-flow moving granular bed filter[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2004, 55(5): 721-726.

[9] YANG Kejun, CAO Shuyou, LIU Xingnian. Flow resistance and its prediction methods in compound channels[J]. Acta Mech Sin, 2007, 23(1): 23-31.

[10] 袁文麒, 刘遂庆. 管道充水工况下气液两相流瞬态数值模拟[J]. 同济大学学报: 自然科学版, 2010, 38(5): 709-715.

YUAN Wenqi, LIU Suiqing. Transient numerical modeling of gas-liquid two-phase flow in water-filling pipelines[J]. Journal of Tongji University: Natural Science, 2010, 38(5): 709-715.

[11] 蒋仲安. 湿式除尘机理的研究与应用[D]. 北京: 中国矿业学院北京研究生部, 1994: 84-88.

JIANG Zhongan. The study of the mechanism of wet dust suppression and its application[D]. Beijing: China University of Mining & Technology. Beijing Graduate Program, 1994: 84-88.

[12] 吴志均, 何顺利. 低气液比携液临界流量的确定方法[J]. 石油勘探与开发, 2004, 31(4): 108-111.

WU Zhijun, HE Shunli. Determination of the critical liquid carrying flow rate at low gas liquid ratio[J]. Petroleum Exploration and Development, 2004, 31(4): 108-111.

[13] Minami N, Murase M, Utanohara Y, et al. Numerical simulations on countercurrent gas-liquid flow in a PWR hot leg with air-water flow in a 1/15th scale-model[J]. Journal of Energy and Power Engineering, 2011(5): 495-503.

[14] 李小川, 胡亚非, 蒋炎炎, 等. 基于脉动压力时均值的除尘器气液耦合研究[J]. 煤炭学报, 2011, 36(8): 1412-1416.

LI Xiaochuan, HU Yafei, JIANG Yanyan, et al. Study of gas-liquid coupling in dust separator based on time-averaged value of pustule pressure[J]. Journal of China Coal Society, 2011, 36(8): 1412-1416.

[15] 熊建军, 骆振福, 卓卫民, 等. 两相对流自激式水幕除尘器内压力分布研究[J]. 中国矿业大学学报, 2010, 39(6): 902-906.

XIONG Jianjun, LUO Zhenfu, ZHUO Weimin, et al. Research on pressure distribution in dust chamber of two phase convective flow self-oscillating water curtain dust removal system[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 2010, 39(6): 902-906.

(编辑  杨幼平)

收稿日期：2012-02-10；修回日期：2012-05-21

基金项目：国家高技术研究发展计划(“863”计划)项目(2007AA05Z339)；江苏省研究生培养创新工程项目(CXZZ11-0313)

通信作者：李小川(1984-)，男，四川大英人，博士研究生，从事矿物加工过程粉尘防止、洁净利用及节能技术研究；电话：13952177461；E-mail：xiaochuanli2008@163.com