劉定平， 余海龍

（華南理工大學 電力學院，廣州510640）

燃煤電廠運行時會產(chǎn)生大量SO2，為了保護生態(tài)環(huán)境，電廠必須安裝脫硫裝置.國際上絕大部分燃煤火力發(fā)電廠的脫硫工藝為石灰石／石灰－石膏濕法脫硫工藝（WFGD），核心設(shè)備是脫硫吸收塔，最常用的塔型是噴淋塔.霧化噴嘴是噴淋塔內(nèi)的關(guān)鍵部件，其性能的優(yōu)劣直接影響脫硫效率和脫硫成本［1］.

目前用于WFGD脫硫塔的噴嘴類型較多，常用的有空心錐旋流噴嘴、實心錐旋流噴嘴、螺旋噴嘴、實心錐噴嘴、雙空心錐旋流噴嘴共5種，均為壓力式噴嘴.經(jīng)測試，其霧化粒徑一般在1 300～3 000μm.霧化粒徑較大會影響煙氣中的SO2在霧化顆粒中的擴散吸收速率［2－3］，導(dǎo)致脫硫效率下降.為了提高脫硫效率，漿液需要多次循環(huán).較多的漿液循環(huán)次數(shù)，又提高了漿液循環(huán)泵及相關(guān)設(shè)備的能耗，增加了廠用電.

為了減小脫硫塔中漿液霧化顆粒的尺寸，降低脫硫成本，基于兩相流霧化機理，研發(fā)了一種內(nèi)置拉法爾氣體噴管的新型霧化噴嘴，可以改良霧化效果.為了得到噴嘴的特性，研究了噴嘴的氣液質(zhì)量比與氣體和液體壓力的關(guān)系，以及氣液質(zhì)量比對噴嘴霧化粒徑分布和霧化角的影響.

1 “液包氣”霧化機理

描述氣力式兩相流噴嘴的霧化機理有多種，通常認為外混式氣動噴嘴霧化是由氣液交界面上Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定波的波幅增長和進一步破碎過程所控制［4］.其中不穩(wěn)定波表面波動對霧化的影響占支配地位［5］.

近年來，國外學者基于Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定波的理論對高速氣流的氣力式噴嘴進行了研究［6］.在高速氣流沖擊霧化的過程中，由于Kelvin－Helmholtz的不穩(wěn)定性，將在氣液表面形成波長很短的表面波.當波長大于臨界波長時，表面波的振幅迅速增大形成細長的分支流，然后斷裂為同一量級直徑與波長的初始液滴.位于高速氣流中的液滴被氣流加速，同時受氣動力擾動作用而變形，在一定條件下可進一步破碎為更細小的液滴.氣流相對于液流的速度越大，上述臨界波長值就越小，因而越易形成小液滴；反之則容易形成大液滴［7］.

根據(jù)霧化機理，提高氣體流速可增強霧化效果.為了獲得高速氣體，設(shè)計了一種內(nèi)置拉法爾噴管的兩相流“液包氣”噴嘴.在較低氣壓情況下，氣體通過拉法爾噴管的降壓增速作用就可以達到當?shù)芈曀倩蛘吒叩臍饬魉俣?氣體在氣管的出口被周圍液體包圍，形成高速的氣液兩相流.一方面液體內(nèi)部包裹氣流，離開噴嘴后氣流起到爆破作用，另一方面氣體周圍的液膜會被高速氣體撕裂破碎.

2 實驗

2.1 噴嘴結(jié)構(gòu)和尺寸

圖1為噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖.液相工質(zhì)和壓縮空氣分別從液體和氣體通道進入，液體通道和氣體通道夾角θ為45°，氣體通道處于噴嘴的中心位置.液體通道的傾角會使液體在氣體通道外部的液體通道內(nèi)旋轉(zhuǎn)前進.氣體經(jīng)內(nèi)置拉法爾噴管降壓增速后，在出口與液相工質(zhì)相遇，相互作用并發(fā)生強烈的能量和動量交換.噴嘴出口的內(nèi)壁傾角為60°，出口截面的漸縮有助于氣液充分混合.

圖1 噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖（單位：mm）Fig.1 Structural diagram of the atomizer（unit：mm）

圖2為實驗系統(tǒng)示意圖，主要由3部分組成：一是供液系統(tǒng)，由漿液槽、濾網(wǎng)、漿液泵、轉(zhuǎn)子流量計、壓力表和截止閥組成；二是供氣系統(tǒng)，由空氣壓縮機、壓力表和調(diào)節(jié)空氣的壓力調(diào)節(jié)閥組成，噴嘴由管道分別與液管和氣管連接；三是測量系統(tǒng)，由激光粒度分析儀、數(shù)碼相機和計算機分析軟件組成.

圖2 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the experimental system

2.2 實驗裝置及過程

霧化顆粒的粒度分析使用的儀器為微納公司的Winner318A型噴霧激光粒度分析儀，測量粒徑范圍是4.6～323μm.在噴嘴的單相霧化實驗中，由于霧化顆粒粒徑較大，故采用高像素單反相機對噴霧狀況進行拍攝，然后利用圖像處理軟件ImageJ對圖片進行粒度分析.

Winner激光粒度分析儀配套軟件可以分析測試粒徑的概率分布，即小于此粒徑的顆粒體積占全部顆粒體積的百分比.在實驗結(jié)果分析中，D10、D50和D90分別為粒子分布累計百分比為10%、50%、90%對應(yīng)的最大粒子直徑，即描述了不同工況下噴嘴霧化的效果.此外，使用Sauter直徑Ds來描述粒子尺寸分布的特性.

式中：Di為對應(yīng)范圍粒子平均直徑；Vi為粒子容積；Ni為對應(yīng)范圍粒子的數(shù)目.

在噴嘴單相霧化實驗中，圖像處理時采用Feter直徑代替式（1）中Di，進而得到Ds.

以空氣和水為工質(zhì)，通過空氣壓縮機出口壓力調(diào)節(jié)閥的開度改變氣體壓力和流量，通過供液管道壓力調(diào)節(jié)閥和漿液回路閥門的開度來改變水的壓力和流量.在0.1～0.5MPa范圍內(nèi)選取水壓點，采用激光粒度測試儀測量漿液霧化特性，利用數(shù)碼相機拍照得到霧化角及單相霧化效果.

3 噴嘴兩相實驗結(jié)果及分析

在實驗過程中，調(diào)節(jié)水系統(tǒng)和氣系統(tǒng)的壓力，從而間接調(diào)節(jié)噴嘴的氣液質(zhì)量比w.

式中：Qai為噴嘴進口氣體的流量；ρai為噴嘴進口氣體的密度；Qli為噴嘴進口液體的流量；ρli為噴嘴進口液體的密度.

假設(shè)空氣為理想氣體，噴管中的膨脹過程為理想過程—絕熱膨脹，則拉法爾噴管中氣體質(zhì)量的計算方程為

式中：f為氣體流量系數(shù)，由實驗測量確定；Acr為噴管喉部的截面積；ccr為喉部氣體速度；ρcr為喉部氣體密度；dcr為喉部截面的直徑；pai為噴嘴進口的氣體壓力.

式中：pcr／pai為臨界壓力比，記為νcr.

假設(shè)理想氣體的比熱容為定值，則k＝1.4.將式（4）和式（5）代入式（3）得

進入噴嘴的空氣經(jīng)過壓縮機壓縮升壓后，溫度升高.實驗環(huán)境溫度為27℃，經(jīng)壓縮后測得的平均溫度為32℃.根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程p＝mρRgT，式（2）可改寫為

3.1 流量與氣液兩相壓力的關(guān)系

在噴嘴結(jié)構(gòu)尺寸一定的情況下，液相流量與氣液兩相壓力存在一定的關(guān)系，如圖3所示.從圖3中可以看出，壓力對噴嘴液相流量的影響很大；液相流量隨著液相壓力的升高而增大，但卻隨著氣相壓力的升高而減小.在相同的液相壓力下，噴嘴液相流量與氣相壓力的變化關(guān)系近似為線性關(guān)系.

圖3 噴嘴液相流量與氣液兩相壓力的關(guān)系Fig.3 Relationship between the the liquid flow rate and gas－liquid two－phase pressure

根據(jù)式（6），可得到噴嘴內(nèi)拉法爾氣體噴管的氣體流量理論數(shù)值.對于相同的噴嘴結(jié)構(gòu)和工質(zhì)，通過對實驗數(shù)據(jù)的處理和擬合，得到內(nèi)置拉法爾氣體噴管的噴嘴氣相流量系數(shù)表達式

式（8）適用范圍為：0.1MPa≤pai≤0.5MPa；0.1 MPa≤pli≤0.5MPa.

將計算結(jié)果與實驗結(jié)果進行對比，如圖4所示，實驗值在理論數(shù)值直線的基本偏差范圍之內(nèi).

在忽略結(jié)構(gòu)參數(shù)和工質(zhì)黏度影響的情況下，典型外置氣體雙流噴嘴的流量系數(shù)表達式為［8］

式中：A為常數(shù).

比較式（8）和式（9）可知，在一定氣液壓力范圍內(nèi)，內(nèi)置拉法爾氣體兩相流噴嘴氣相流量系數(shù)與w的負指數(shù)關(guān)系式具有相同的單調(diào)性.而外置氣體雙流噴嘴氣相流量系數(shù)與w的負指數(shù)關(guān)系式具有相反的單調(diào)性.

根據(jù)噴嘴的氣相流量和液相流量，結(jié)合式（7），可得到噴嘴的氣液質(zhì)量比與噴嘴的氣液兩相壓力的關(guān)系，如圖5所示.由圖5可知，在液相壓力一定的情況下，氣液質(zhì)量比隨著噴嘴氣相壓力的升高而增大；在氣相壓力一定的情況下，氣液質(zhì)量比隨著噴嘴液相壓力的升高而減小.當液相壓力為0.3MPa時，氣液質(zhì)量比的增加速率變大；當氣相壓力為0.3 MPa時存在一個較為明顯的分界點；當氣相壓力為0.1MPa和0.2MPa時的氣液質(zhì)量比變化趨勢相近，而氣相壓力為0.3MPa、0.4MPa和0.5MPa時的氣液質(zhì)量比變化趨勢相近.

圖4 氣相流量系數(shù)實驗值與計算值的對比Fig.4 Comparison of gas flow coefficient between experimental data and calculated results

圖5 不同進氣壓力下噴嘴氣液質(zhì)量比與進液壓力的關(guān)系Fig.5 Air－liquid mass ratio vs.inlet liquid pressure at different inlet air pressures

由實驗可得w與氣液壓力比（pai／pli）的關(guān)系，如圖6所示.從圖6中可以看出，pli隨著w的增大而減小，兩者存在單調(diào)遞減的數(shù)學關(guān)系，將實驗數(shù)據(jù)進行擬合可得w與pli／pai的預(yù)測關(guān)系式：

式（10）適用范圍為：0.1MPa≤pli≤0.5MPa；0.1 MPa≤pai≤0.5MPa.

圖6 液氣壓力比隨氣液質(zhì)量比的變化Fig.6 The relation between liquid－air pressure ratio and air－liquid mass radio

3.2 氣液質(zhì)量比對平均霧化粒徑的影響

根據(jù)式（10）pli／pai與 w 的關(guān)系式，選取液氣壓力比得到相應(yīng)的w.在選定的w下，氣液質(zhì)量比對噴嘴平均霧化粒徑的分布累積的影響如圖7所示.隨著氣液質(zhì)量比的增加，D10、D50和D90分布曲線逐漸靠近，即噴嘴的霧化粒徑分布越來越均勻.當w≤0.057時，3種曲線近似平行，說明噴嘴的霧化粒徑分布較為分散.當w＞0.057時，噴嘴的霧化粒徑分布開始趨于均勻.因此，適當提高w將有助于改善霧化顆粒的均勻性.

圖7 不同氣液質(zhì)量比下的粒徑分布Fig.7 Cumulative particle size distribution vs.air－liquid mass radio

圖8表示了索特爾平均霧化直徑隨氣液質(zhì)量比的變化規(guī)律.w提高，噴嘴霧化顆粒的Ds減小，但在w＝0.057之前，Ds的減小隨w的變化并不大.當w＞0.057時，w對Ds的影響隨著w的增大而逐漸增強，但是w增大到一定程度后，其對Ds的影響減弱.

綜上所述，w并不是越大越好，對Ds的影響存在一個臨界值.

3.3 氣液質(zhì)量比對霧化角的影響

圖9中w對噴嘴霧化角的影響較為明顯，w越大，霧化角越小.當w＝0.057時，霧化角的變化趨勢存在轉(zhuǎn)折.

圖8 索特爾平均霧化直徑隨氣液質(zhì)量比的變化Fig.8 Sauter mean diameter vs.air－liquid mass radio

圖9 氣液兩相霧化角隨氣液質(zhì)量比的變化Fig.9 Spray angle vs.air－liquid mass radio

圖10表示了不同工況下的氣液霧化角，當w大到一定值后，霧化角周圍的顆粒呈現(xiàn)出霧狀，其邊界開始模糊，這證明了w存在一臨界值.

圖10 不同工況下的氣液兩相霧化角Fig.10 Photos of spray cone angles under different atomization conditions

4 噴嘴單相實驗結(jié)果及分析

為了進一步研究噴嘴的霧化效果，以水為工質(zhì)對噴嘴進行單相霧化實驗.單相噴嘴霧化效果明顯變差，用ImageJ分析高速單反數(shù)碼相機拍攝的照片，如圖11所示.由圖可知，隨著液相壓力升高，Ds越來越小.當液相壓力大于0.3MPa時，壓力對Ds的影響越來越弱，單純依靠壓力來提高霧化效果的作用逐步減弱；壓力變化對霧化角的影響不大.

圖11 噴嘴單相霧化效果Fig.11 Atomization effect under single－phase condition

5 結(jié) 論

（1）“液包氣”噴嘴的氣體流量系數(shù)與w呈負指數(shù)變化關(guān)系.

（2）實驗得到了“液包氣”噴嘴的液氣壓力比和w的經(jīng)驗公式及適用范圍.

（3）對于內(nèi)置拉法爾噴管的“液包氣”噴嘴，w越大，霧化效果越好.但存在臨界點w＝0.057，當w≤0.057時，霧化效果受w 的影響較大，當w＞0.057時，霧化效果受w的影響較小.

（4）由w和pli／pai經(jīng)驗公式可知，壓力比隨著w的增大而減小.當w＝0.057時，pli／pai值為0.92，說明液氣壓力相對大小對噴嘴霧化效果有重要影響.

（5）“液包氣”噴嘴單相霧化效果遠差于兩相時的霧化效果，且隨著噴嘴液相壓力的升高，霧化效果變好，但壓力對霧化效果的影響越來越弱.

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