基于“液包氣”霧化的脫硫噴嘴特性實驗

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生大量SO2，為了保護生態環境，電廠必須安裝脫硫裝置.國際上絕大部分燃煤火力發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的關鍵部件，其性能的優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］，導致脫硫效率下降.為了提高脫硫效率，漿液需要多次循環.較多的漿液循環次數，又提高了漿液循環泵及相關設備的能耗，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，研發了一種內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量比與氣體和液體壓力的關系，以及氣液質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不穩定波的波幅增長和進一步破碎過程所控制［4］.其中不穩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，設計了一種內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地聲速或者更高的氣流速度.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 噴嘴結構和尺寸

圖1為噴嘴結構示意圖.液相工質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旋轉前進.氣體經內置拉法爾噴管降壓增速后，在出口與液相工質相遇，相互作用并發生強烈的能量和動量交換.噴嘴出口的內壁傾角為60°，出口截面的漸縮有助于氣液充分混合.

圖1 噴嘴結構示意圖（單位：mm）Fig.1 Structural diagram of the atomizer（unit：mm）

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

圖2 實驗系統示意圖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為對應范圍粒子平均直徑；Vi為粒子容積；Ni為對應范圍粒子的數目.

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，通過空氣壓縮機出口壓力調節閥的開度改變氣體壓力和流量，通過供液管道壓力調節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 噴嘴兩相實驗結果及分析

在實驗過程中，調節水系統和氣系統的壓力，從而間接調節噴嘴的氣液質量比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量的計算方程為

式中：f為氣體流量系數，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

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

3.1 流量與氣液兩相壓力的關系

在噴嘴結構尺寸一定的情況下，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系近似為線性關系.

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

根據式（6），可得到噴嘴內拉法爾氣體噴管的氣體流量理論數值.對于相同的噴嘴結構和工質，通過對實驗數據的處理和擬合，得到內置拉法爾氣體噴管的噴嘴氣相流量系數表達式

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

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

在忽略結構參數和工質黏度影響的情況下，典型外置氣體雙流噴嘴的流量系數表達式為［8］

式中：A為常數.

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

根據噴嘴的氣相流量和液相流量，結合式（7），可得到噴嘴的氣液質量比與噴嘴的氣液兩相壓力的關系，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時的氣液質量比變化趨勢相近.

圖4 氣相流量系數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量比與進液壓力的關系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，兩者存在單調遞減的數學關系，將實驗數據進行擬合可得w與pli／pai的預測關系式：

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量比的變化Fig.6 The relation between liquid－air pressure ratio and air－liquid mass radio

3.2 氣液質量比對平均霧化粒徑的影響

根據式（10）pli／pai與 w 的關系式，選取液氣壓力比得到相應的w.在選定的w下，氣液質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量比的變化規律.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折.

圖8 索特爾平均霧化直徑隨氣液質量比的變化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 噴嘴單相實驗結果及分析

為了進一步研究噴嘴的霧化效果，以水為工質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 論

（1）“液包氣”噴嘴的氣體流量系數與w呈負指數變化關系.

（2）實驗得到了“液包氣”噴嘴的液氣壓力比和w的經驗公式及適用范圍.

（3）對于內置拉法爾噴管的“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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