新型雙流噴嘴石灰石漿液霧化及流量特性實驗*

劉定平 徐開華 方磊

(華南理工大學 電力學院，廣東 廣州 510640)

霧化噴嘴是煙氣脫硫裝置的核心部件，其特性直接影響煙氣脫硫效率和脫硫劑的利用率.在濕法煙氣脫硫系統中，噴嘴的特性主要包括霧化角、霧化平均粒徑、霧化顆粒均勻度、流量特性等.其性能對脫硫系統的脫硫效果和安全經濟運行有很大影響.霧化角過大，容易造成運行過程中漿液滴貼壁現象及設備的結垢和腐蝕;過小則會造成霧化覆蓋面減小、氣液混合不夠均勻，導致反應器內傳質過程減弱，影響脫硫效率.漿液的粒徑太大則導致與煙氣接觸的相對表面積減少，影響脫硫效率;太小會對后段的除霧器帶來較大的壓力，同時容易被夾帶進入煙氣換熱器(GGH)對其產生腐蝕.霧化顆粒均勻性的好壞直接影響到脫硫劑的利用率和脫硫效率.噴嘴流量特性直接關系到噴霧系統的設計及參數匹配.

國內外學者研制了各種用途的噴嘴，對其霧化特性進行了相關的研究［1-7］.Ramon 和Miller 等［8-9］對農業上專用噴嘴的霧化液滴分布和速度分布進行了實驗研究.文獻［10］對外混及內-外混相結合的雙流體石灰漿液噴嘴霧化特性進行了實驗研究.文獻［11］從柴油機噴嘴定壓噴霧試驗中得出了噴霧平均粒徑的經驗計算式.雖然眾多學者已經對噴嘴霧化特性進行了大量的實驗和理論研究，但是還未發現將廣泛用于煤氣化技術和鍋爐燃燒等領域的氣力式噴嘴應用到脫硫系統的研究.

文中研發了一種新型雙流噴嘴，利用激光粒度分析儀和高速數碼相機對其在不同氣液壓力、不同濃度石灰石漿液下的霧化和流量特性進行了相關實驗研究.分析了這些因素對噴嘴霧化和流量特性的影響，為研發適用于濕法煙氣脫硫工藝、霧化性能良好的氣力式霧化噴嘴奠定了基礎.

1 噴嘴霧化機理和結構特點

1.1 噴嘴霧化機理

雙流噴嘴的霧化機理一般有液柱射流破碎機理和液膜射流破碎機理兩類［12］.

液柱射流破碎機理［13］認為，當液體射流上出現一個小的擾動后，如果擾動的振幅逐漸增長，當振幅增長達到未受擾動的液體射流直徑的一半時，這個射流就不穩定并破碎成液滴.

對于液膜射流破碎機理，Crapper 等［14］利用照相攝影技術研究了薄液膜上的Kelvin-Helmholtz 波，認為液膜的破碎是不穩定的Kelvin-Helmholtz 波導致的.

上述兩種霧化機理的本質都是由氣液交界處的不穩定波引起的.由于氣液之間存在著很大的相對速度，從而產生相當大的沖擊力，對射流液體產生氣力擾動而導致其變形破碎.

1.2 噴嘴的結構

根據上述機理，研發了一種氣力式新型雙流噴嘴，其結構如圖1 所示.該新型噴嘴采用雙通道結構，中心管通入壓縮空氣，外環管通入液相工質;液相入口貼壁切向布置，與氣體通道夾角θ 成45°;并內置了拉法爾噴管且噴嘴出口為漸縮型.此設計使得氣體與液體之間存在較大的相對速度，加強了氣體對液體的擾動，促成不穩定波的形成.噴嘴的霧化介質可以是蒸汽，也可以用壓縮空氣.它把壓縮空氣(或蒸汽)以適當的方式射入到液體中，高壓氣流通過噴管出口射出，把四周的液流帶動并沖碎為液滴.在離開噴嘴出口極短的距離內由于氣體內外壓差的劇烈變化，促使氣流膨脹而進一步增大，從而將包裹在其周圍的液膜進一步破碎成為更加細微的顆粒.

圖1 噴嘴結構圖Fig.1 Sketch map of nozzle structure

2 實驗裝置及測試方法

2.1 實驗裝置

冷態霧化實驗裝置主要由供液系統、供氣系統和測量系統3 部分組成，如圖2 所示.其中供液系統由漿液槽、攪拌器、濾網、漿液泵、轉子流量計、液相壓力調節閥和漿液壓力表組成，用管道與噴嘴相連;供氣系統由空氣壓縮機、空氣減壓閥、轉子流量計、氣相壓力調節閥和氣壓表組成，用管道與噴嘴相連;測量系統由Winner318A 型激光粒度分析儀、高速數碼相機和計算機分析軟件組成.

圖2 實驗裝置圖Fig.2 Sketch map of experimental facility

氣壓、液壓表為機械式壓力表，布置在噴嘴入口前，用于測量進入噴嘴流體的實際壓力;轉子流量計布置在調節閥之前，用于測量進入噴嘴流體的流量.為保證測試的準確性，實驗前對上述儀表進行了嚴格校正.在測量過程中，待壓力穩定后通過多次測量相關實驗數據獲得平均值，作為實驗的測量值，以減小測量誤差.

配置漿液的石灰石顆粒需要磨制到90%通過325 目篩網.所有的實驗均在室溫下進行，減小溫度因素的干擾.

2.2 測試方法

本實驗以壓縮空氣和不同濃度的石灰石漿液為工質，通過控制相應調節閥開度調節氣體、液體的壓力和流量.在工業現場實際脫硫系統中，漿液泵出口壓力一般在0.1～0.3 MPa 范圍內，故本實驗選取0.1～0.5 MPa為液相壓力調節范圍.在該范圍內選取不同漿液壓力點，再依次從0.1～0.5 MPa 范圍內調節氣相壓力，在不同的氣液壓力下，改變漿液濃度(質量分數)，重復以上過程，得到不同漿液濃度下噴嘴的霧化和流量特性.

2.2.1 霧化角的測定

使用高速數碼相機拍攝霧化區，然后利用圖像處理軟件ImageJ 對圖片進行霧化角的分析.

2.2.2 霧化平均粒徑的測定

對霧化顆粒平均粒徑的分析，使用微納公司的Winner318A 型激光粒度分析儀及配套軟件，其測量粒徑范圍是4.6～323.0 μm.文中采用液滴顆粒群的平均粒徑Dav來表征漿液的平均霧化顆粒大小.

2.2.3 霧化顆粒均勻度的測定

通過采用Winner318A 型激光粒度分析儀及配套軟件測試粒徑的概率分布來表征霧化顆粒均勻度，文中體現為特征直徑的曲線分布規律.在實驗結果分析中，特征直徑D0.1、D0.5和D0.9分別表示小于此粒徑的顆粒體積含量占全部顆粒的10%、50%、90%.

2.2.4 漿液流量的測定

漿液流量可以直接由供漿系統上的流量計讀取，待壓力穩定后讀取相關實驗數據以減小誤差.

3 實驗結果與分析

3.1 霧化角

3.1.1 氣液兩相壓力對霧化角的影響

實驗研究表明，氣液兩相壓力是影響霧化角的重要因素［12］.當液相工質為濃度為10%的石灰石漿液時，不同氣液壓力下霧化角α 的變化規律如圖3所示.當液相壓力pl保持不變時，霧化角隨著氣相壓力pg的升高而減小，這是因為隨著氣相壓力的升高，氣體初速度增大，沖擊力增強，使石灰石漿液的軸向初速度增加，徑向脈動速度相對減小，液滴不容易向兩邊擴散.但是當氣相壓力達到0.4 MPa 以后，霧化角受氣相壓力的影響減小.

由圖3 還可以發現，當保持氣相壓力pg不變時，霧化角隨著液相壓力pl的增加而增大.這是因為液相壓力pl增大，使得噴嘴出口處液膜的切向速度增長大于軸向速度增加，從而液膜擴張開來的角度增大.但是氣相壓力pg對霧化角的影響相對于液相壓力pl對霧化角的影響更為明顯.

當石灰石漿液濃度w 分別為0%、5%、15%和20%時，霧化角與氣液兩相壓力的關系與石灰石漿液濃度w=10%時的類似.

圖3 漿液濃度為10%時霧化角與氣液兩相壓力的關系Fig.3 Spray angle with respect to the pressure of air and liquid at the slurry concentration of 10%

3.1.2 漿液濃度對霧化角的影響

目前對壓載水致病菌的研究依然有待深入，未來研究方向可以是對以往壓載艙殘留物中的致病菌進行跟蹤調查以探究其在壓載水轉運過程中對新載入壓載水的影響情況，或是對壓載艙沉積物中各種致病菌來源與變化情況或是對溫度、鹽度、pH及溶解氧等多種環境因子影響下3種致病菌的動態變化情況進行深入探究，以實現對壓載水中致病菌的科學管理。

石灰石漿液濃度也是影響霧化角的一個重要因素，文中對幾種漿液濃度下的噴嘴霧化角的變化規律做了相關研究.當液相壓力pl=0.1 MPa 時，不同漿液濃度下噴嘴霧化角的變化如圖4 所示.從圖中可以看出，保持氣相壓力pg不變，當漿液濃度小于15%時，霧化角隨漿液濃度的增大而逐漸減小;這主要是因為其黏度和表面張力隨之增大，霧化難度增大.但當漿液濃度大于15%時，霧化角的減小的趨勢已經不是很明顯;這是因為隨著漿液濃度的增大，石灰石漿液已經趨于過飽和而凝聚，此時漿液的黏度變化微小，導致霧化角受漿液濃度的影響較小.這也與現場實際中不選擇過高濃度的石灰石漿液是相符的.圖中氣相壓力pg為0.5 MPa、漿液濃度為5%時霧化角有小的突變，原因是，在實驗過程中氣相壓力pg有時不穩定.

圖4 液相壓力為0.1 MPa 時霧化角與漿液濃度關系Fig.4 Spray angle with respect to the slurry concentration under the liquid pressure of 0.1 MPa

由圖4 還可以發現，當漿液濃度保持不變時，霧化角隨著氣相壓力pg的增加而減小.但是氣相壓力pg對霧化角的影響相對于石灰石漿液濃度對霧化角的影響更為明顯.

當液相壓力pl分別為0.2、0.3、0.4 和0.5 MPa時，霧化角與漿液濃度的關系與液相壓力pl=0.1 MPa 時的類似.綜合圖3 和圖4 發現，氣相壓力pg對霧化角的影響相對于石灰石漿液濃度和液相壓力pl對其的影響更加明顯.

3.2 霧化平均粒徑

3.2.1 氣液兩相壓力對霧化平均粒徑的影響

當石灰石漿液濃度為10%時，不同氣液壓力下霧化平均粒徑的變化如圖5 所示.在液相壓力pl保持不變的情況下，霧化平均粒徑隨著氣相壓力的升高而迅速降低，當氣相壓力達到一定值以后，其對霧化平均粒徑的影響變小.霧化的過程是一個能量轉化的過程，霧化過程中氣體的動能主要用來克服液體的粘滯力、表面張力以及噴嘴的沿程阻力等.隨著氣相壓力的增大，氣流的動量也越大，轉化為液滴霧化的能量也就越多，霧化效果也越好.但是隨著液滴粒徑的減小，霧滴表面積呈幾何級增長，流動過程能量損耗也隨著增大，通過增加氣流壓力來提高霧化效果變得越來越困難［15］.因此，超過一定范圍時提高氣相壓力對改善噴嘴的霧化效果并不明顯.

由圖5 還可以發現:當保持氣相壓力pg不變時，霧化平均粒徑隨著液相壓力pl的增加而增加;氣相壓力pg對霧化平均粒徑的影響相對于液相壓力pl對霧化粒徑的影響更為明顯.

圖5 漿液濃度為10%時霧化平均粒徑與氣液兩相壓力的關系Fig.5 Spray particle average size with respect to the pressure of air and liquid at the slurry concentration of 10%

對其他不同濃度(0%、5%、15%和20%)的漿液，也進行了類似的實驗研究，發現平均粒徑Dav與氣液兩相壓力的變化規律和漿液濃度為10%時是一致的，即在一定范圍內提高氣相壓力有利于霧化質量的改善.

另外，圖5 中的數據有一定的波動，原因是:在實驗過程中，氣液兩相壓力有時不穩定，以及激光粒度測試儀工作時受到了外界的干擾等.

漿液濃度也是影響霧化平均粒徑粒徑的一個重要因素.當氣相壓力pg=0.3 MPa 時，不同漿液濃度下噴嘴霧化平均粒徑的變化如圖6 所示.從圖中可以看出，氣相壓力pl保持不變，當漿液濃度較低時，霧化平均粒徑隨漿液濃度的增大而增大.當漿液濃度大于15%時，粒徑的增大趨勢不明顯.但總的趨勢是，漿液濃度越高，霧化平均粒徑就越大.這是符合能量守恒的，因為濃度高者黏度和表面張力越大，要將液滴破碎必須提供較高的能量.

圖6 氣相壓力為0.3 MPa 時霧化平均粒徑與漿液濃度的關系Fig.6 Spray particle average size with respect to the slurry concentration under the air pressure of 0.3 MPa

由圖6 還可以發現，當石灰石漿液濃度一定時，霧化平均粒徑隨著液相壓力pl的增加而增大.但是液相壓力pl對霧化粒徑的影響相對于石灰石漿液濃度對霧化平均粒徑的影響不明顯.

當氣相壓力pg分別為0.1、0.2、0.4 和0.5 MPa時，霧化平均粒徑與漿液濃度的關系和氣相壓力為0.3 MPa 時的類似.綜合圖5 和圖6 可知，氣相壓力pg對霧化平均粒徑的影響相對于石灰石漿液濃度和液相壓力pl對其的影響更加明顯.

3.3 霧化顆粒均勻度

顆粒均勻度表示漿液被霧化后，顆粒尺寸分布范圍的大小.這也是評價霧化質量的一個重要指標.即使兩種霧化狀態的平均粒徑相同但顆粒均勻度不同，脫硫效率也是不同的.顆粒均勻度通常利用特征直徑的曲線分布來表征.

3.3.1 氣液兩相壓力對霧化顆粒均勻度的影響

當pl=0.2 MPa、w=10%時，不同氣相壓力下特征直徑的變化如圖7 所示.隨著pg的增加，D0.1、D0.5和D0.9的分布曲線越來越接近，表明霧化顆粒越來越均勻.但當pg＞0.3 MPa 時，3 條曲線接近于平行，說明此時提高pg對霧化均勻度的影響已不明顯.

圖7 液相壓力為0.2 MPa、漿液濃度為10%時的漿液特征直徑與氣相壓力的關系Fig.7 Characteristic diameter with respect to the air pressure under the liquid pressure of 0.2 MPa and at the slurry concentration of 10%

對于其他不同濃度的石灰漿液，當液相壓力pl分別為0.1、0.3、0.4、0.5 MPa 時也進行了類似的實驗研究，發現漿液特征直徑與氣相壓力pg也具有類似的變化規律，即在一定范圍內提高氣相壓力pg能使霧化粒徑變得均勻.

當氣相壓力pg為0.3 MPa、漿液濃度為10%時，不同液相壓力下特征直徑的變化如圖8 所示.隨著液相壓力pl的增加，D0.1、D0.5和D0.9的分布曲線近似于平行，說明液相壓力pl對霧化均勻度的影響不顯著.

圖8 氣相壓力為0.3 MPa 漿液濃度為10%時的漿液特征直徑與液相壓力的關系Fig.8 Characteristic diameter with respect to the liquid pressure under the air pressure of 0.3MPa and at the slurry concentration of 10%

對其他不同濃度的石灰石漿液，當氣相壓力pg分別為0.1、0.2、0.4、0.5 MPa 時也進行了類似的實驗研究，也發現液相壓力對漿液霧化均勻度的影響較小.

3.3.2 漿液濃度對霧化顆粒均勻度的影響

當液相壓力pl為0.2MPa，氣相壓力pg為0.3MPa時，不同漿液濃度下特征直徑的變化如圖9 所示.隨著漿液濃度的增加，D0.1、D0.5和D0.9的分布曲線近似于平行，說明漿液濃度對霧化均勻度的影響不顯著.

圖9 液相壓力為0.2 MPa、氣相壓力為0.3 MPa 時的漿液特征直徑與漿液濃度的關系Fig.9 Characteristic diameter with respect to the slurry concentration under the liquid pressure of 0.2 MPa and at the air pressure of 0.3 MPa

對其他不同氣液相壓力下漿液的特征直徑與漿液濃度的關系也進行了類似的實驗研究，發現漿液濃度對漿液霧化顆粒均勻度的影響較小.

綜合圖7、8 和9 可知，氣相壓力對霧化顆粒均勻度的影響相比石灰石漿液濃度和液相壓力的影響更顯著.

3.4 噴嘴流量特性

3.4.1 氣液兩相壓力對噴嘴流量特性的影響

由圖10 可知，當石灰石漿液濃度為10%、液相壓力pl保持不變時，噴嘴的體積流量Q 隨氣相壓力pg的增大而減小，說明氣相壓力pg對噴嘴的體積流量Q 起到阻礙作用.當氣相壓力pg一定時，噴嘴的體積流量隨著液相壓力pl的增大而增大.

圖10 漿液濃度為10%時噴嘴體積流量與氣液兩相壓力的關系Fig.10 Volume flow of nozzle with respect to the pressure of air and liquid at the slurry concentration of 10%

3.4.2 漿液濃度對噴嘴流量特性的影響

實驗研究發現，當石灰石漿液濃度分別為0%、5%、15%和20%，液相壓力保持不變時，同等氣相壓力下噴嘴的體積流量與石灰石漿液濃度為10%時相差不大.這說明漿液濃度對噴嘴的體積流量的影響很小.

4 結論

(1)氣液兩相的壓力和石灰石漿液濃度是影響新型雙流噴嘴霧化及流量特性的重要因素.

(2)霧化角和霧化平均粒徑隨著氣相壓力的升高而減小，隨液相壓力的升高而緩慢增大.當漿液濃度小于15%時，霧化角隨漿液濃度的增大而減小，但霧化平均粒徑逐漸增大;當漿液濃度大于15%時，兩者的變化都不明顯.當氣相壓力小于0.3 MPa時，隨著氣相壓力的增加霧化顆粒越來越均勻;當氣相壓力大于0.3 MPa 時，氣相壓力的變化對其影響較小.液相壓力和漿液濃度對霧化顆粒均勻度的影響較小.

(3)噴嘴體積流量隨著液相壓力升高而增大，隨氣相壓力的升高而減小，漿液濃度對其影響較小.

(4)新型雙流噴嘴的氣相壓力相對于液相壓力和漿液濃度對霧化特性的影響更加明顯.因此，合理選取進入該噴嘴的氣相壓力是保證其具有良好霧化效果的關鍵.

［1］黃中華，謝雅.圓錐形噴嘴結構參數設計研究［J］.機械設計，2011，28(12):62-64.Huang Zhong-hua，Xie Ya.Research on structure parameters of conical nozzle ［J］.Journal of Machine Design，2011，28(12):62-64.

［2］Aliseda A，Hopfinger E J，Lasheras J C，et al.Atomization of viscous and non-newtonian liquids by a coaxial highspeed gas jet experiments and droplet size modeling［J］.International Journal of Multiphase Flow，2008，34(2):161-175.

［3］楊冬，張肖肖，劉學亭，等.壓力油霧化噴嘴內流動特性的研究［J］.山東建筑大學學報，2012，27(2):181-183.Yang Dong，Zhang Xiao-xiao，Liu Xue-ting，et al.Study on the flow characteristic of the pressure-oil atomizing nozzle［J］.Journal of Shandong Jianzhu University，2012，27(2):181-183.

［4］Wang Zhi-jian，Shang Xiao-feng.Gas-solid two-phase flow simulation of coaxial powder delivery nozzle in rapid prototyping［C］∥Proceedings of International Conference on Applied Mechanics and Mechanical Engineering.Changsha:Huazhong Normal University，2010:1663-1667.

［5］劉聯勝，吳晉湘，韓振興，等.內超聲氣泡霧化噴嘴實驗研究［J］.燃燒科學與技術，2002，8(2):155-158.Liu Lian-sheng，Wu Jin-xiang，Han Zhen-xing，et al.Experimental study on ultrasonic-effervescent atomizers［J］.Journal of Combustion Science and Technology，2002，8(2):155-158.

［6］張紹坤.超聲波重油噴嘴霧化特性的研究［J］.工業爐，2012，32(5):5-8.Zhang Shao-kun.Research of atomization characteristics of ultrasonic heavy oil nozzle［J］.Industrial Furnace，2012，32(5):5-8.

［7］于海龍，劉建忠，范曉偉，等.噴嘴結構對水煤漿噴嘴霧化性能影響的實驗研究［J］.中國電機工程學報，2006，26(14):80-85.Yu Hai-long，Liu Jian-zhong，Fan Xiao-wei，et al.Experimental study of atomizing performance of a new type nozzle for coal water slurry［J］.Proceedings of the CSEE，2006，26(14):80-85.

［8］Ramon H，Langenakens J.Model-based improvement of spray distribution by optimal positioning of spray nozzles［J］.Crop Protection，1996，15(2):153-158.

［9］Miller P C H，Butler E M C.Effects of formulation on spray nozzle performance for applications from groundbased boom sprayers［J］.Crop Protection，2000，19(8/9/10):609-615.

［10］蒲舸，張力.石灰漿液噴嘴霧化特性［J］.工程熱物理學報，2008，29(9):1515-1517.Pu Ge，Zhang Li.Atomization characteristics of lime slurry nozzle ［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2008，29(9):1515-1517.

［11］梁榮光.關于柴油機噴霧平均粒徑的研究［J］.華南理工大學學報:自然科學版，1994，22(1):100-105.Liang Rong-guang.An investigation of average diameter of particle of fuel spray in a diesel engine［J］.Journal of South China University of Technology:Natural Science，l994，22(1):100-105.

［12］李冬青.氣力式噴嘴霧化過程的實驗研究與數值模擬［D］.杭州:浙江大學機械與能源工程學院，2007:15-20.

［13］Bayvel L，Orzechowskiz.Liquid atomization ［M］.New York:Taylor ＆ Francis Inc，1993.

［14］Crapper G D，Dombrowski N，Jepson W P，et al.A note on the growth of Kelvin-Helmholtz waves on thin Liquid sheets［J］.Journal Fluid Mechanics，1973，57(4):671-672.

［15］Hentschel W，Schindler K.Flow spray and combustion analysis by laser techniques in the combustion chamber of a direct-injection diesel engine［J］.Optics and Lasers in Engineering，1996，25(6):401-413.