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目前，电厂主要采用石灰石-石膏湿法工艺对烟气进行脱硫处理，当烟气和脱硫塔内喷淋浆液充分接触后，烟气中会携带大量液滴，如果不能及时有效地将烟气中携带的液滴控制在一定水平，容易造成脱硫系统故障。工业生产过程中常采用波纹板除雾器来降低烟气中携带的液滴[1-3]。使用波纹板除雾器一方面可以减少气流中携带的液滴，对减缓下游换热器及管道的腐蚀起到一定作用；另一方面还可以减少污染物的排放，缓解电厂周围出现的石膏雨、烟囱白烟等现象[4-6]。
国内外研究人员对除雾器的研究已有初步成果。在实验方面：谢乾[7]对不同材料的除雾器及单、双、三级除雾器除雾效率和压降进行了研究；杨柳等[8]对除雾器的布置方式和不同形式的除雾器进行了分析；孙志春等[9]对弧形带钩板及折流板除雾效率进行了对比。随着计算流体力学(CFD)的不断发展，相比于实验，使用数值模拟软件对除雾器除雾性能的研究具有巨大优势，已经成为研究除雾器性能的重要方法。郝雅洁等[10]利用模拟方法研究了板间距、气体流速、板型、粒径等因素对除雾效率的影响；洪文鹏等[11]对加装钩板的折流板除雾器进行了研究，并找出较优钩板结构；赵晨光[12]对不同入口流速下钩板高度进行了研究分析；ZAMORA等[13]研究了4种不同除雾器的除雾效率，发现Z字形除雾器最优；赵健植等[14]利用响应面法研究发现除雾器的叶片高度以及叶片间距也会影响除雾器效率；LEI等[15]通过数值模拟研究Z字形除雾器发现，其对小液滴的平均捕集效率为15.8%；石振晶等[4]对带钩板的弧形板除雾器进行了数值模拟。可以看出，研究人员对除雾器的研究已积累了一定经验，这些研究的液滴粒径多集中于10~50 μm，研究的影响因素多集中于板间距、入口流速、有无钩板、液滴直径，而对粒径小于10 μm的液滴捕集研究及除雾器的转折对除雾效率的研究较少。本研究采用数值模拟的方法分析有无钩板除雾器转折次数对液滴捕集效率的影响，由于现有除雾器对直径大于20 μm的液滴捕集效率较高，而对粒径在20 μm以下的液滴捕集效率较低，因此，将研究的重点集中于粒径在2~20 μm的液滴，捕集小液滴以最大程度地减缓石膏雨以及环境污染对人们的危害；另外，通过研究增加转折次数对除雾效率的影响，可以在不改变现有模型基础上，寻求提高除雾效率的途径，研究可为实际除雾器的优化及改造提供参考。
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当除雾器正常运行时，除雾器各通道内的流动情况基本一致，因此，建立模拟时可选择单一通道作为研究对象。本研究转折次数(B)定义为除雾器通道内气体主流方向与入口气体主流方向不一致的次数。图1给出了带钩板除雾器转折次数分别为2、3时的物理模型，为便于区分，钩板结构及安装位置以虚线圆在图中标记，其中L1=8 mm，L2=4 mm，H1=38 mm，H2=114 mm，H3=38 mm，D=26 mm，
$\alpha $ =45º，将图1中带钩板除雾器模型中的钩板去除即为无钩板除雾器。 -
携带液滴的烟气在除雾器通道内部的流通属于三维非定常可压缩黏性流动，因此，在利用数值模拟软件进行计算时，须对其进行一定的假设，以保证计算结果的准确性和计算所用时间的合理性。
1)除雾器内部烟气(连续相)使用空气替代，由于通道内部的烟气流速通常为2~8 m·s−1，故可以将气体视为不可压缩气体。除雾器长度方向的尺寸远大于其他2个方向的尺寸，可将三维除雾器简化为二维除雾器进行计算。
2)除雾器内部浆液使用水替代，由于浆液的占比较低，粒径很小，在计算中不考虑液滴(离散相)之间的相互作用以及液滴的蒸发、聚合、碰撞等因素。
3)液滴在接触到除雾器壁面时即被认为捕集，对因流速过高而导致液滴产生的二次携带不予考虑。
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使用Gambit建立除雾器模型，为提高计算精度，对模型边界层进行加密处理，靠近壁面第1层边界层厚度设置为0.04 mm，边界层高度设置为10层，对除雾器内部网格采用Quad/Tri中的平铺方式进行划分。经网格无关性验证，当网格尺寸划分小于0.6 mm时，除雾器内部流场基本不受网格因素的影响，同时为留有一定余量，本研究网格尺寸划分选择为0.4 mm，入口设置为速度入口，出口为自由出流，壁面设置为捕集壁面，即液滴接触壁面即被壁面捕集，对此液滴的计算过程结束，将网格划分完成之后的模型导入Fluent6.3中进行计算。
连续相的密度为1.225 kg·m−3，动力黏度为1.95×10−5 N·m−2，入口气体流速Uy设定为2~6 m·s−1，Ux=0 m·s−1。
离散相的密度为1.2×103 kg·m−3、动力黏度为5.49×10−5 N·m−2，采用面喷淋，喷嘴数目设定为11个，质量流量Q=0.05UyD，不同工况下液滴直径分别设置为2、4、6、8、10、15、20 μm，喷嘴中的液滴采用统一粒径，收敛标准设置为10−4。
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1)连续相模型。研究中连续相的计算采用雷诺应力模型(RSM)，虽然RSM比k-ε模型计算需要更多的资源和时间，但雷诺应力模型在模拟强旋流方面具有比其他模型更好的处理能力，使流体的流动能够更加贴近实际的流动，因此，采用RSM模型得到的结果更加符合实际情况。
式中：
${D_{ij}}$ 为扩散项；${\varphi _{ij}}$ 为压力应变项；${G_{ij}}$ 为产生项；${\varepsilon _{ij}}$ 为耗散相。2)离散相控制方程。离散相在除雾器内部的流动主要考虑曳力和重力的影响，并且满足牛顿第二定律，控制方程见式(6)~式(11)。
式中：
${m_{\rm{p}}}$ 为液滴的质量；${u_{\rm{p}}}$ 为液滴的速度；${F_{\rm{D}}}$ 为液滴受到的曳力；${F_{\rm{g}}}$ 为液滴受到的重力；${C_{\rm{D}}}$ 为曳力系数；$Re$ 为颗粒Reynolds数。式中：
$\;\rho $ 为空气密度；$u$ 为气体流速；${d_{\rm{p}}}$ 为液滴直径；$u{}_{\rm{p}}$ 为液滴密度。 -
本研究采用实验数据[16]进行模型验证。模拟模型的尺寸结构与实验尺寸结构保持一致，在本研究中，将除雾效率定义为除雾器壁面捕集液滴数量与入口液滴总数量的比值。由图2可知，采用雷诺应力模型(RSM)计算的除雾效率和压降与实验数据之间的误差较小，其中除雾效率绝对误差的平均值为2.54%，除雾器进出口压降绝对误差的平均值为3.01 Pa，模拟压降和实际压降趋势基本保持一致；当入口流速大于6 m·s−1时，由于流速过大，引起除雾器内部液滴出现二次夹带，实验中除雾器效率开始下降，但因模拟无法体现液滴二次夹带，因此，当风速大于6 m·s−1时，在除雾效率方面，模拟和实验的数据趋势有较大的偏差。为避免二次夹带问题，本次选择模拟流速为2~5 m·s−1，同时模拟和实验数据的误差较小，说明本研究采用RSM进行除雾器除雾效率的模拟是合理的。
1.1. 除雾器模型
1.2. 模型假设
1.3. 计算条件
1.4. 数学模型的建立
1.5. 模型验证
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图3为除雾器转折次数与除雾效率的关系。由图3可知，当入口烟气流速保持一定时，除雾效率随除雾器转折次数的增加而增加，这主要是因为除雾器转折次数增加可以增加除雾器通道内部气流的转折次数，液滴从气体中分离出来的次数随之增加，进而提高除雾效率。当入口流速分别为2、3、4、5 m·s−1时，除雾器每增加一次转折，除雾器的除雾效率分别提高6.6%、7.5%、8.8%、8.5%左右。当转折次数和入口流速保持一定时，除雾效率随液滴直径的增大而增大，但是无论增大气体流速还是转折次数，对于直径在10 μm以下液滴的捕集效率都不理想。当入口气体流速为2 m·s−1、除雾器转折次数B=2时，对直径为6 μm的液滴捕集效率仅为14.2%；当流速增加到5 m·s−1、转折次数B=5时，对其的捕集效率增加到42.8%；而对直径为15 μm的液滴在流速为5 m·s−1、转折次数B=5时的捕集效率已达80.5%。分析可知，直径在10 μm以下的液滴，所受惯性力较小，液滴跟随气流的流动性较强，从气流中分离出来较为困难，因此，捕集效率较低，而直径较大的液滴惯性力较大，更易从气流中分离出来，从而被壁面捕集。
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图4给出了无钩板除雾器内部流场的速度云图。由图4可知，气流在除雾器内每转折一次，在其下游都会形成一个回流区域(虚线区域内)，回流区的存在导致气体流动通道面积变小，使气体流速增加，气体压力降低，随着气体流过回流区，流动通道增加；但是由于能量的耗散，特别是回流区域的能量耗散最大，导致系统压强不能完全恢复进而造成除雾器压降增大。转折次数越多，除雾器内形成回流区的区域就会越多，能量耗散就会越大，压降也会越大。图5给出了除雾器转折次数和除雾器压降的关系。由图5可知，除雾器压降与转折次数成正比。尽管除雾器压降不断增大，但当入口气体流速达到5 m·s−1、B=5时，除雾器的压降仅为63.13 Pa，此时压降完全在可接受范围之内。
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图6给出了带钩板除雾器转折次数与除雾器除雾效率的关系。由图6可知，除雾器效率与入口气体流速、液滴直径及除雾器转折次数成正比。采用带钩板的除雾器对直径在10 μm以下的液滴也具有较好的捕集能力。当气体流速在2 m·s−1、转折次数B=2时，对直径为6 μm的液滴捕集效率为20.45%；当入口气体流速增加到5 m·s−1、转折次数B增加到5时，对其的捕集效率达到了91.27%，相比于无钩板除雾器的除雾效率提升约2倍。当入口气体流速分别为2、3、4、5 m·s−1时，除雾器每增加一次，转折除雾器效率分别提高12%、10%、10%、9%左右。分析可得，对除雾器增加钩板增加转折次数可以明显提高对细微液滴的捕集效率。一方面，增加转折次数和钩板会提高气体转折次数，进而使液滴有更多的机会被壁面捕集；另一方面，钩板自身对液滴也具有一定的捕集效果，并且当气体流过钩板时，气体的通流面积减小，增加了下游气体的流速，进而使气体中携带的液滴所受惯性力增大，内部湍动能也在增大，使其更易从气体中分离出来被壁面捕集，提高液滴分离效率。
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通过增加钩板和除雾器转折次数可以明显提高除雾器的除雾效率，与无钩板相比，带钩板的除雾器的除雾效率更高，但是压降也更大。由图7可知，带钩板除雾器气流流经钩板时，钩板对气流流动形成阻碍，此时流动面积变小，钩板迫使气流发生转向，使下游回流区(虚线区域内)的面积相比于无钩板时更大。而能耗最大区域存在于回流区，故带钩板除雾器得压降要明显高于无钩板除雾器压降。
由图5和图8可知，增加钩板对于除雾器压降的影响特别大，当入口气体流速在2 m·s−1、转折次数B=2时，无钩板除雾器的压降为5.68 Pa，而带钩板除雾器的压降为21.9 Pa，增加了约4倍，当转折次数增加到5次时，无钩板除雾器的压降仅为11.3 Pa，而带钩板除雾器压降已增加到51.6 Pa。
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由上述分析可知，增加钩板和转折次数对不同直径液滴的捕集作用都有一定的提升。当带钩板的除雾器的转折次数B=5、入口气体流速为5 m·s−1时，压降为330 Pa，此时压降太大，对于风机的功率要求太高，使系统的经济性变得较差，故计算时不予考虑此结构。对无钩板转折次数为3、4、5次及带钩板转折次数为2、3、4次的结构，利用文献中的液滴参数[10]进行除雾效率模拟计算，结果如图9所示。通过增加除雾器的转折次数及增加钩板可以提高除雾器的除雾效率，带钩板的除雾器的除雾效率明显要高于无钩板的除雾器。当入口流速为3 m·s−1、B=3时，无钩板除雾器的除雾效率为78.54%，带钩板的除雾器效率为91.45%，效率提高了12.91%；对于无钩板除雾器，当入口气体流速为3 m·s−1、B=4时，除雾效率为82.7%，与B=3时的无钩板除雾器效率对比，提高4.16%，因此，增加钩板比增加转折次数能够更大程度地提高除雾效率。
2.1. 无钩板除雾器转折次数对除雾效率的影响
2.2. 无钩板除雾器转折次数对除雾器压降的影响
2.3. 带钩板除雾器转折次数对除雾效率的影响
2.4. 带钩板除雾器转折次数对除雾器压降的影响
2.5. 2种除雾器的除雾效率模拟
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1)将雷诺应力模型(RSM)计算数据与实验数据进行对比，发现两者较为吻合，表明本研究采用RSM模型模拟除雾器除雾效率是合理的。
2)对2种除雾器增加转折次数均可提高除雾效率，但压降也随之增大。当入口气体流速每增加1 m时，带钩板除雾器与无钩板除雾器相比，除雾效率平均提高5.4%、2.5%、1.19%、1.5%左右。
3)增加转折次数和钩板均可提高除雾效率，但增设钩板对除雾效率提升更为明显。为保证除雾器压降在合理范围之内，带钩板除雾器的转折次数不宜超过4次。
4)无钩板除雾器通过增加转折次数对直径在10 μm以下的液滴也很难有较高的捕集效率，因此，若要去除10 μm以下的液滴，应在原基础之上增设钩板。
