基于“液包气”雾化的脱硫喷嘴特性实验

刘定平， 余海龙

（华南理工大学 电力学院，广州510640）

燃煤电厂运行时会产生大量SO2，为了保护生态环境，电厂必须安装脱硫装置.国际上绝大部分燃煤火力发电厂的脱硫工艺为石灰石／石灰－石膏湿法脱硫工艺（WFGD），核心设备是脱硫吸收塔，最常用的塔型是喷淋塔.雾化喷嘴是喷淋塔内的关键部件，其性能的优劣直接影响脱硫效率和脱硫成本［1］.

目前用于WFGD脱硫塔的喷嘴类型较多，常用的有空心锥旋流喷嘴、实心锥旋流喷嘴、螺旋喷嘴、实心锥喷嘴、双空心锥旋流喷嘴共5种，均为压力式喷嘴.经测试，其雾化粒径一般在1 300～3 000μm.雾化粒径较大会影响烟气中的SO2在雾化颗粒中的扩散吸收速率［2－3］，导致脱硫效率下降.为了提高脱硫效率，浆液需要多次循环.较多的浆液循环次数，又提高了浆液循环泵及相关设备的能耗，增加了厂用电.

为了减小脱硫塔中浆液雾化颗粒的尺寸，降低脱硫成本，基于两相流雾化机理，研发了一种内置拉法尔气体喷管的新型雾化喷嘴，可以改良雾化效果.为了得到喷嘴的特性，研究了喷嘴的气液质量比与气体和液体压力的关系，以及气液质量比对喷嘴雾化粒径分布和雾化角的影响.

1 “液包气”雾化机理

描述气力式两相流喷嘴的雾化机理有多种，通常认为外混式气动喷嘴雾化是由气液交界面上Kelvin－Helmholtz不稳定波的波幅增长和进一步破碎过程所控制［4］.其中不稳定波表面波动对雾化的影响占支配地位［5］.

近年来，国外学者基于Kelvin－Helmholtz不稳定波的理论对高速气流的气力式喷嘴进行了研究［6］.在高速气流冲击雾化的过程中，由于Kelvin－Helmholtz的不稳定性，将在气液表面形成波长很短的表面波.当波长大于临界波长时，表面波的振幅迅速增大形成细长的分支流，然后断裂为同一量级直径与波长的初始液滴.位于高速气流中的液滴被气流加速，同时受气动力扰动作用而变形，在一定条件下可进一步破碎为更细小的液滴.气流相对于液流的速度越大，上述临界波长值就越小，因而越易形成小液滴；反之则容易形成大液滴［7］.

根据雾化机理，提高气体流速可增强雾化效果.为了获得高速气体，设计了一种内置拉法尔喷管的两相流“液包气”喷嘴.在较低气压情况下，气体通过拉法尔喷管的降压增速作用就可以达到当地声速或者更高的气流速度.气体在气管的出口被周围液体包围，形成高速的气液两相流.一方面液体内部包裹气流，离开喷嘴后气流起到爆破作用，另一方面气体周围的液膜会被高速气体撕裂破碎.

2 实验

2.1 喷嘴结构和尺寸

图1为喷嘴结构示意图.液相工质和压缩空气分别从液体和气体通道进入，液体通道和气体通道夹角θ为45°，气体通道处于喷嘴的中心位置.液体通道的倾角会使液体在气体通道外部的液体通道内旋转前进.气体经内置拉法尔喷管降压增速后，在出口与液相工质相遇，相互作用并发生强烈的能量和动量交换.喷嘴出口的内壁倾角为60°，出口截面的渐缩有助于气液充分混合.

图1 喷嘴结构示意图（单位：mm）Fig.1 Structural diagram of the atomizer（unit：mm）

图2为实验系统示意图，主要由3部分组成：一是供液系统，由浆液槽、滤网、浆液泵、转子流量计、压力表和截止阀组成；二是供气系统，由空气压缩机、压力表和调节空气的压力调节阀组成，喷嘴由管道分别与液管和气管连接；三是测量系统，由激光粒度分析仪、数码相机和计算机分析软件组成.

图2 实验系统示意图Fig.2 Schematic diagram of the experimental system

2.2 实验装置及过程

雾化颗粒的粒度分析使用的仪器为微纳公司的Winner318A型喷雾激光粒度分析仪，测量粒径范围是4.6～323μm.在喷嘴的单相雾化实验中，由于雾化颗粒粒径较大，故采用高像素单反相机对喷雾状况进行拍摄，然后利用图像处理软件ImageJ对图片进行粒度分析.

Winner激光粒度分析仪配套软件可以分析测试粒径的概率分布，即小于此粒径的颗粒体积占全部颗粒体积的百分比.在实验结果分析中，D10、D50和D90分别为粒子分布累计百分比为10%、50%、90%对应的最大粒子直径，即描述了不同工况下喷嘴雾化的效果.此外，使用Sauter直径Ds来描述粒子尺寸分布的特性.

式中：Di为对应范围粒子平均直径；Vi为粒子容积；Ni为对应范围粒子的数目.

在喷嘴单相雾化实验中，图像处理时采用Feter直径代替式（1）中Di，进而得到Ds.

以空气和水为工质，通过空气压缩机出口压力调节阀的开度改变气体压力和流量，通过供液管道压力调节阀和浆液回路阀门的开度来改变水的压力和流量.在0.1～0.5MPa范围内选取水压点，采用激光粒度测试仪测量浆液雾化特性，利用数码相机拍照得到雾化角及单相雾化效果.

3 喷嘴两相实验结果及分析

在实验过程中，调节水系统和气系统的压力，从而间接调节喷嘴的气液质量比w.

式中：Qai为喷嘴进口气体的流量；ρai为喷嘴进口气体的密度；Qli为喷嘴进口液体的流量；ρli为喷嘴进口液体的密度.

假设空气为理想气体，喷管中的膨胀过程为理想过程—绝热膨胀，则拉法尔喷管中气体质量的计算方程为

式中：f为气体流量系数，由实验测量确定；Acr为喷管喉部的截面积；ccr为喉部气体速度；ρcr为喉部气体密度；dcr为喉部截面的直径；pai为喷嘴进口的气体压力.

式中：pcr／pai为临界压力比，记为νcr.

假设理想气体的比热容为定值，则k＝1.4.将式（4）和式（5）代入式（3）得

进入喷嘴的空气经过压缩机压缩升压后，温度升高.实验环境温度为27℃，经压缩后测得的平均温度为32℃.根据理想气体状态方程p＝mρRgT，式（2）可改写为

3.1 流量与气液两相压力的关系

在喷嘴结构尺寸一定的情况下，液相流量与气液两相压力存在一定的关系，如图3所示.从图3中可以看出，压力对喷嘴液相流量的影响很大；液相流量随着液相压力的升高而增大，但却随着气相压力的升高而减小.在相同的液相压力下，喷嘴液相流量与气相压力的变化关系近似为线性关系.

图3 喷嘴液相流量与气液两相压力的关系Fig.3 Relationship between the the liquid flow rate and gas－liquid two－phase pressure

根据式（6），可得到喷嘴内拉法尔气体喷管的气体流量理论数值.对于相同的喷嘴结构和工质，通过对实验数据的处理和拟合，得到内置拉法尔气体喷管的喷嘴气相流量系数表达式

式（8）适用范围为：0.1MPa≤pai≤0.5MPa；0.1 MPa≤pli≤0.5MPa.

将计算结果与实验结果进行对比，如图4所示，实验值在理论数值直线的基本偏差范围之内.

在忽略结构参数和工质黏度影响的情况下，典型外置气体双流喷嘴的流量系数表达式为［8］

式中：A为常数.

比较式（8）和式（9）可知，在一定气液压力范围内，内置拉法尔气体两相流喷嘴气相流量系数与w的负指数关系式具有相同的单调性.而外置气体双流喷嘴气相流量系数与w的负指数关系式具有相反的单调性.

根据喷嘴的气相流量和液相流量，结合式（7），可得到喷嘴的气液质量比与喷嘴的气液两相压力的关系，如图5所示.由图5可知，在液相压力一定的情况下，气液质量比随着喷嘴气相压力的升高而增大；在气相压力一定的情况下，气液质量比随着喷嘴液相压力的升高而减小.当液相压力为0.3MPa时，气液质量比的增加速率变大；当气相压力为0.3 MPa时存在一个较为明显的分界点；当气相压力为0.1MPa和0.2MPa时的气液质量比变化趋势相近，而气相压力为0.3MPa、0.4MPa和0.5MPa时的气液质量比变化趋势相近.

图4 气相流量系数实验值与计算值的对比Fig.4 Comparison of gas flow coefficient between experimental data and calculated results

图5 不同进气压力下喷嘴气液质量比与进液压力的关系Fig.5 Air－liquid mass ratio vs.inlet liquid pressure at different inlet air pressures

由实验可得w与气液压力比（pai／pli）的关系，如图6所示.从图6中可以看出，pli随着w的增大而减小，两者存在单调递减的数学关系，将实验数据进行拟合可得w与pli／pai的预测关系式：

式（10）适用范围为：0.1MPa≤pli≤0.5MPa；0.1 MPa≤pai≤0.5MPa.

图6 液气压力比随气液质量比的变化Fig.6 The relation between liquid－air pressure ratio and air－liquid mass radio

3.2 气液质量比对平均雾化粒径的影响

根据式（10）pli／pai与 w 的关系式，选取液气压力比得到相应的w.在选定的w下，气液质量比对喷嘴平均雾化粒径的分布累积的影响如图7所示.随着气液质量比的增加，D10、D50和D90分布曲线逐渐靠近，即喷嘴的雾化粒径分布越来越均匀.当w≤0.057时，3种曲线近似平行，说明喷嘴的雾化粒径分布较为分散.当w＞0.057时，喷嘴的雾化粒径分布开始趋于均匀.因此，适当提高w将有助于改善雾化颗粒的均匀性.

图7 不同气液质量比下的粒径分布Fig.7 Cumulative particle size distribution vs.air－liquid mass radio

图8表示了索特尔平均雾化直径随气液质量比的变化规律.w提高，喷嘴雾化颗粒的Ds减小，但在w＝0.057之前，Ds的减小随w的变化并不大.当w＞0.057时，w对Ds的影响随着w的增大而逐渐增强，但是w增大到一定程度后，其对Ds的影响减弱.

综上所述，w并不是越大越好，对Ds的影响存在一个临界值.

3.3 气液质量比对雾化角的影响

图9中w对喷嘴雾化角的影响较为明显，w越大，雾化角越小.当w＝0.057时，雾化角的变化趋势存在转折.

图8 索特尔平均雾化直径随气液质量比的变化Fig.8 Sauter mean diameter vs.air－liquid mass radio

图9 气液两相雾化角随气液质量比的变化Fig.9 Spray angle vs.air－liquid mass radio

图10表示了不同工况下的气液雾化角，当w大到一定值后，雾化角周围的颗粒呈现出雾状，其边界开始模糊，这证明了w存在一临界值.

图10 不同工况下的气液两相雾化角Fig.10 Photos of spray cone angles under different atomization conditions

4 喷嘴单相实验结果及分析

为了进一步研究喷嘴的雾化效果，以水为工质对喷嘴进行单相雾化实验.单相喷嘴雾化效果明显变差，用ImageJ分析高速单反数码相机拍摄的照片，如图11所示.由图可知，随着液相压力升高，Ds越来越小.当液相压力大于0.3MPa时，压力对Ds的影响越来越弱，单纯依靠压力来提高雾化效果的作用逐步减弱；压力变化对雾化角的影响不大.

图11 喷嘴单相雾化效果Fig.11 Atomization effect under single－phase condition

5 结 论

（1）“液包气”喷嘴的气体流量系数与w呈负指数变化关系.

（2）实验得到了“液包气”喷嘴的液气压力比和w的经验公式及适用范围.

（3）对于内置拉法尔喷管的“液包气”喷嘴，w越大，雾化效果越好.但存在临界点w＝0.057，当w≤0.057时，雾化效果受w 的影响较大，当w＞0.057时，雾化效果受w的影响较小.

（4）由w和pli／pai经验公式可知，压力比随着w的增大而减小.当w＝0.057时，pli／pai值为0.92，说明液气压力相对大小对喷嘴雾化效果有重要影响.

（5）“液包气”喷嘴单相雾化效果远差于两相时的雾化效果，且随着喷嘴液相压力的升高，雾化效果变好，但压力对雾化效果的影响越来越弱.

［1］AKBAR M K，GHIAASIAAN S M.Modeling the gas absorption in a spray scrubber with dissolving reactive particles［J］.Chemical Engineering Science，2004，59（5）：967－976.

［2］潘卫国，郭瑞堂，冷雪峰，等.大型燃煤电站锅炉脱硫塔脱硫效率的数值模拟［J］.动力工程学报，2011，31（4）：306－311.PAN Weiguo，GUO Ruitang，LENG Xuefeng，et al.Numerical simulation on desulfurization efficiency of WFGD tower in a Large coal－fired power plant boiler［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（4）：306－311.

［3］DOU Binlin，PAN Weiguo，JIN Qiang，et al.Prediction of SO2removal efficiency for wet flue gas desulfurization［J］.Energy Conversion and Management，2009，50（10）：2547－2553.

［4］DOMBROWSKI N，JOHNS W R.The aerodynamic instability and disintegration of viscous liquid sheets［J］.Chemical Engineering Science，1963，18（3）：203－214.

［5］LIU Haifeng，GONG Xin，LI Weifeng，et al.Prediction of droplet size distribution in sprays of prefilming air－blast atomizers［J］.Chemical Engineering Science，2006，61（6）：1741－1747.

［6］VARGA C M，LASHERAS J C，HOPFINGER E J.Initial breakup of a small－diameter liquid jet by a highspeed gas stream［J］.Journal of Fluid Mechanics，2003，497：405－434.

［7］黄亚平，王应时，高丽君.水煤浆外混式气动雾化机理研究［J］.工程热物理学报，1991，12（1）：84－90.HUANG Yaping，WANG Yingshi，GAO Lijun.A study on the mechanism of CWS pneumatic atomization［J］.Journal of Engineering Thermosphysics，1991，12（1）：84－90.

［8］龚景松，傅维镳.一种新型喷嘴的提出及其流量特性的研究［J］.工程热物理学报，2005，26（3）：507－511.GONG Jingsong，FU Weibiao.A putting forward of a new spray atomizer and the study of its flow characteristics［J］.Journal of Engineering Thermosphysics，2005，26（3）：507－511.