萬 益，黃薇薇，鄭成航，高 翔，岑可法
（浙江大學熱能工程研究所，能源清潔利用國家重點實驗室，浙江杭州３１００２７）
摘 要：為優化濕式靜電除塵器清灰特性，研究噴嘴特性．采用相位多普勒粒子分析儀（ＰＤＡ），研究單噴嘴、雙噴嘴同軸側向撞擊及噴嘴與壁面碰撞后的霧化特性，實驗數據表明液滴撞壁后形態主要由液滴自身動能、液滴表面張力和黏度決定，由韋伯數描述．距離噴嘴位置越遠，噴嘴霧化角越大，索特爾平均粒徑（ＳＭＤ）波動越小，韋伯數分布越均勻，液膜均布性越好．在此基礎上，對噴嘴布置方式與液膜均布性關系做進一步分析，得到噴淋管間距越大，噴嘴角度越大，極板上水膜更加均勻，該實驗結果與噴嘴特性實驗相符．
關鍵詞：濕式靜電；ＰＤＡ；噴嘴霧化特性；水膜均布
國家新發布的燃煤電廠排放標準將ＰＭ ２．５排放量降低到３０ｍｇ／ｍ３，重點地區ＰＭ ２．５排放濃度限值為２０ｍｇ／ｍ３，如此嚴格的排放標準，對傳統靜電除塵器的達標排放帶來了嚴峻挑戰．濕式靜電除塵器由于采用水膜清灰方式，避免了傳統電除塵器二次揚塵與反電暈現象，可進一步提高細顆粒物的脫除效率，實現ＰＭ ２．５的超低排放，成為現在工業除塵發展的一個重要方向．目前，濕式靜電除塵器工程應用多采用噴嘴噴淋清灰方式，當噴淋流量過小，在收塵極板上易形成溝流，長期運行則造成極板結垢，影響系統放電特性；當噴淋量過大時，則會造成對水資源的浪費，同時加重循環水處理系統的負擔．合理的噴嘴排布方式及噴嘴選型可在較小水量下實現液膜均勻分布，在濕式靜電除塵器設計中極為關鍵．
在霧滴的激光測量技術中，馬爾文粒度儀、粒子圖像測速儀（ＰＩＶ）及激光多普勒測速儀（ＬＤＡ）多應用于噴霧研究［１－２］．馬爾文儀不能測量粒子速度分布，而后兩者方法不能測量粒子的平均粒徑．ＰＤＡ結合上述３種測試技術的優點，可同時測量粒子速度與粒徑分布，廣泛應用于噴嘴霧化性能研究中．
對于單個噴嘴霧化的研究，早在上個世紀８０年代國外就使用ＰＤＰＡ 簡單測量了氣動噴嘴霧化的液滴尺寸和速度［３］．隨后國內外課題組展開了對于各種結構噴嘴空間內粒徑分布與速度分布的ＰＤＡ測量研究［４－５］．對于多噴嘴霧化特性的研究，劉海峰等［６］采用ＰＤＡ測量對置撞擊流徑向速度，得到最大徑向速度與射流初速度、噴嘴直徑和噴嘴間距有關，但沒有給出粒徑分布與噴嘴參數之間的關系．
Ｇｗｏｎ等［７］提出新的液滴碰撞模型，同時從實驗角度得到兩噴嘴碰撞對粒徑分布的影響．對于液滴對壁碰撞特性的研究，Ａｎｄｅｒｓ等［８］結合高速攝影技術與微距攝影技術，研究了不同液滴速度與壁溫條件下液滴碰壁形態的變化．關于水膜均布性方面，國內外學者曾針對豎直管壁降液膜均布性進行研究［９－１０］，然而針對濕式靜電除塵器內部噴嘴特性及對液膜均布性影響的研究，國內外還沒有這方面的文獻報道．
本文主要研究濕式靜電噴嘴特性，包括不同噴嘴參數與噴嘴布置下霧化特性與對液膜均布的影響．從單噴嘴及雙噴嘴霧化特性與液滴對壁碰撞特性研究入手，得到不同噴嘴參數條件下液滴粒徑分布規律及與液膜均布性關系．在此基礎上搭建液膜均布實驗臺，得到噴嘴布置方式與液膜均布性關系，為濕式靜電除塵噴淋系統的優化設計提供理論基礎及技術支持．
１ 實驗系統及方法
１．１ 實驗系統
如圖１所示為噴嘴霧化特性測試裝置圖，霧化在常溫下進行，工質為水，離心水泵（Ｆｕｌａｎｋｅ，浙江）揚程為１６～２０ｍ，流量為１０～６８Ｌ／ｍｉｎ．該裝置采用ＰＤＡ測試系統（ＤＡＮＴＥＣ公司，丹麥），測量粒子素特爾平均（實際的顆粒具有相同表面積的球體的直徑）直徑在０．１～１０ ０００μｍ，實驗中每一個測試點設定采集１ ０００個樣，焦距設定為８００ｍｍ，焦點為測試點．噴嘴選用不銹鋼實心錐一流體霧化噴嘴，具體參數如表１所示，其中ｑＶ為水流量，α為霧化角．
噴嘴距水池高度為１ ４５０ｍｍ，噴嘴間距調節通過改變兩噴嘴之間連接管道長度實現．為保證激光透過擋板，不影響測試結果，本實驗選取長度為１ ４００ｍｍ，高度為１ ４５０ｍｍ 高透明度有機玻璃板作為液滴碰撞壁面，模擬除塵器陽極板．
在假設理想狀態下，噴嘴霧化對稱分布，僅掃描１／４霧化區域，ＰＤＡ測試坐標建立如圖２所示，Ｚ 軸方向測點間隔為１０ｍｍ，圖２（ａ）為單噴嘴測點布置方式，選取噴嘴正下方５ｍｍ處作為ＰＤＡ掃描坐標原點；圖２（ｂ）為雙噴嘴同軸側向碰撞測點布置方式，選取兩噴嘴噴淋區域的交點為ＰＤＡ 掃描的坐標原點；圖２（ｃ）為液滴對壁碰撞測點布置方式，選取碰壁最高點為ＰＤＡ掃描的坐標原點．
如圖３所示為液膜均布性測試裝置圖，采用離心水泵（上海，佳爽）作為供水動力設備，揚程５０ｍ，流量２５ｍ３／ｈ．測試極板總寬度為１ｍ，總高度為６ｍ，極板下端連接測試裝置，測試裝置與極板平行放置．噴嘴布置方式如圖３（ｂ）所示，共計２根水管，水管放置方向與極板垂直，每根水管上布置２個噴嘴，噴嘴高度及水管間距可通過調節懸掛水管的鋼架位置實現．
測試裝置結構如圖３（ｃ）所示，水槽槽口朝上，由分流板分隔為１０個子水槽，水槽內均設置通孔，引流管與通孔相連接，整個裝置通過螺絲固定于陽極板上．測試時，通過引流管將水槽中水導入水桶，設定測試時間為５ｍｉｎ，測試結束，依次稱量每個水槽中水的重量．通過改變噴嘴參數，噴淋管間距，噴淋高度及噴嘴與極板位置，獲得不同噴嘴布置方式下液膜均布性，得到最優噴嘴布置方式．本實驗選用２種規格噴嘴，如表２所示：
１．２ 噴嘴霧化過程與韋伯數
濕式靜電除塵系統中霧化過程十分復雜，但總體上霧化過程可分為噴嘴霧化、液滴撞擊霧化、液滴碰壁霧化等３個基本過程，其中，液滴撞擊霧化是由多噴嘴同軸側向撞擊形成．在液體霧化過程中，作用在單個液滴上的力主要有：重力，慣性力，表面張力與黏性力［１１］．重力與慣性力作為外力使得液滴表面發生變形，表面張力與黏性力作為內力維持液滴形態，當外力作用大于內力作用，液滴發生破碎．液滴破碎過程主要由韋伯數來描述，公式如下：
式中：ρ為液體密度，σ液體表面張力，Ｄ 液滴直徑，ｖ為液滴的特征流速，其中ρ＝１ ０００ｋｇ／ｍ３，σ＝７．２８×１０－２ Ｎ／ｍ（２０℃時），液滴的平均流速為特征流速．
在液滴撞擊霧化過程中，假設撞擊流在除塵器內擴散并交叉撞擊，撞擊流撞擊前后軸向速度不變，在徑向擴散的兩股流體之間也不存在往復運動；撞擊流在除塵器內擴散并交叉撞擊，液滴在撞擊后，散裂、聚并或保持原顆粒大小．液滴碰撞過程如圖４所示，液滴之間由于存在空隙，除受到上述４種基本力之外，還受到彼此相斥的壓力，在這些力的作用下，相互碰撞通常會出現以下４種情況，反彈、聚結、反身分離及拉伸分［７］．當液滴動能不足以克服壓力，則液滴反彈，當液滴動能足夠大時，兩液滴碰撞發生聚結，當液滴處于高韋伯數下，液滴動能相當大，則發生反身分離或拉伸分離．當液滴發生分離時會在液滴周圍出現衛星顆粒，大大減小液滴平均粒徑，這一過程又被稱為碰撞引起的液滴破碎過程．Ａｒｋｈｉｐｏｖ等［１２］給出液滴分離判據如下：
式中：Δ 為最大液滴粒徑與最小液滴粒徑的比值，Ｘ為無量綱數，公式（２）為Ｘ 值閾值計算公式，超過該值則出現拉升分離．由該公式可知，韋伯數越大，碰撞液滴粒徑越接近，越易出現分離．然而，分離又將導致液滴粒徑變小，從而韋伯數減小，閾值增大，制約液滴進一步分離．
液滴與固壁的碰撞過程是濕式靜電液滴霧化最重要的過程，其結果直接影響形成液膜的均勻性．由于液滴本身撞擊動能、表面張力及黏度的不同，液滴碰壁后出現反彈、擴展和飛濺３種可能情況，可根據碰撞液滴Ｗｅｂｅｒ數判別液滴碰壁后形態．由文獻［１３］可知，液滴反彈與飛濺的臨界韋伯數分別為３０和８０．當Ｗｅｂｅｒ數較小時，碰壁后液滴反彈，其直徑不變；隨著Ｗｅｂｅｒ數達到第１臨界韋伯數，碰壁后液滴形成皇冠形空間液膜［１４］，噴霧場中大液滴數目減小；Ｗｅｂｅｒ數進一步增大到第２臨界韋伯數，碰壁后部分液體形成貼壁液膜，部分液體形成飛濺小液滴，且飛濺液滴直徑小于入射液滴直徑，減小了噴霧場液滴平均粒徑［１５］．液滴破碎與反彈均導致水利用率下降，液滴的不同韋伯數造成極板處液膜分布不均勻，由此可知，可從液滴韋伯數分布出發衡量形成液膜均布性．
１．３ ＰＤＡ測試原理
激光打到粒子表面發生散射作用，其散射光頻率與粒子移動速度有關，通過測量２個不同位置接收器散射光相位差，可以求得散射光頻率ｆ，進而求得粒子運動速度，其頻率ｆ與相位差φ１２關系公式如下：
當光學系統幾何參數保持不變，兩不同位置接收器散射光相位差與散射粒子直徑ｄｐ成正比，相關公式如下：
式中：φ１２為探測器接收到的一個多普勒脈沖的相位；β為幾何因子，由散射模型及光路設置參數而定；ｎ１為散射介質的折射率；λ 為激光在真空中的波長［１６］．
１．４ 液膜厚度理論計算
假設在理想表面上，小流量液體流過壁面，最初以溝流形式存在，增加液體流量達到一定值，液膜以固定厚度存在，只是在寬度上加大．當加大到一定程度，形成連續液膜，則該固定厚度即形成均勻連續液膜的臨界厚度．根據能量最小原理，得到臨界液膜厚度為［１７］
式中：取液膜的動力黏性系數μ＝１×１０－３ Ｐａ·ｓ（２０℃），液膜表面張力σＬＶ＝７．２８×１０－２ Ｎ·ｍ－１（２０℃），液體在不銹鋼極板上接觸角θＹ＝６４．２１４°，取水密度ρ＝１．０×１０３ ｋｇ／ｍ３，計算常溫下液膜臨界厚度為８．２５×１０－５ ｍ．當液體流量繼續增加，液膜厚度增加，其厚度δ與流速ｕａｖ具有以下關系［１８］：
當測量液膜流量，可以根據該公式計算出液膜平均厚度．
２ 實驗結果與分析
２．１ 噴嘴霧化特性
如圖５所示為不同高度下單噴嘴霧化特性測試，此時選用噴嘴角度６０°，流量為３．７Ｌ／ｍｉｎ．由圖５（ａ）可知，隨Ｚ 軸位置的下降，索特爾平均粒徑減小，同時其粒徑分布越均勻．索特爾平均粒徑隨Ｙ軸位置分布，在Ｚ＝－５０ｍｍ呈現三峰分布，在Ｚ＝－４０ｍｍ呈現Ｖ型分布．分析原因為：由液滴碰撞理論可知，在噴嘴的霧化邊緣，隨著位置的降低，其液滴動能增大，韋伯數增大，分離閾值減小，在碰撞中更易發生破碎形成衛星顆粒，降低索特爾平均粒徑；在噴嘴霧化的中心區域，隨著位置的降低，其液滴動能減小，液滴在碰撞中更易發生聚結．如圖５（ｂ）所示，隨著噴淋高度增大，韋伯數分布趨于均勻．由液滴碰壁理論可知，韋伯數決定液滴碰壁后形態，當噴嘴位置于Ｚ＝－５０ｍｍ 處，韋伯數處于３０～８０之間，波動較小，液滴無飛濺情況，水利用率高，由此可知噴淋高度的提高有助于形成均勻液膜．
如圖６（ａ）所示為不同霧化角噴嘴在Ｚ＝－５０ｍｍ時，Ｙ 軸方向上粒徑分布，由圖可知，隨著霧化角的增大，索特爾平均粒徑減小，同時其粒徑分布越均勻．分析原因為：廣角噴嘴噴射液滴具有更大的動能，液滴碰撞發生破碎的概率更大，索特爾平均粒徑減小．由圖６（ｂ）可知，隨著噴嘴霧化角增大，韋伯數分布趨于均勻，噴嘴霧化角為９０°時，韋伯數在６５左右波動，由液滴碰壁理論可知液滴運動到壁面擴展更易形成均勻液膜．
如圖７所示為不同噴嘴間距在Ｚ＝ －５０ｍｍ處，Ｙ 軸上粒徑分布，此時選用噴嘴角度為６０°，流量３．７Ｌ／ｍｉｎ．由圖７可知，噴嘴間距為１００ｍｍ時，粒徑隨位置變化呈現雙峰分布，噴嘴間距為１５０ｍｍ，粒徑隨位置變化呈現三峰分布．比較可得，隨著噴嘴間距增加，液滴索特爾平均粒徑增大，分布波動性減小．分析原因：隨著噴嘴間距增大，在碰撞中心區域，液滴碰撞動能較大，碰撞導致液滴碰撞破碎，形成更多衛星液滴，使得液滴的平均粒徑下降．在碰撞邊緣區域，由于液滴之間碰撞速度減小，不足以發生液滴背離，液滴聚結，使得平均粒徑上升．
如圖８所示為雙噴嘴同軸側向碰撞霧化與單噴嘴霧化在Ｚ＝－８７ｍｍ 處，Ｙ 軸不同位置粒徑與霧滴數關系比較圖，其中Ｎ 表示霧滴數目．由圖可知，雙噴嘴同軸撞擊后液滴碰撞發生破碎，形成較小衛星顆粒，且小顆粒有向霧化邊緣區運動的趨勢，使得空間液滴索特爾平均粒徑減小．
２．２ 液滴與壁面碰撞特性
如圖９所示為壁面碰撞距離分別為５０與１００ｍｍ霧滴在Ｙ 軸方向上粒徑分布，由圖可知隨壁面距離增大，霧滴粒徑分布越均勻．分析原因為，噴嘴與極板距離的增加使得噴嘴與極板碰撞處下移，碰撞處液滴的索特爾平均粒徑增大，速度減小，液滴在與極板碰撞后，因動能的減小而增加了黏附界面的性能，液滴在極板上更利于形成均勻的水膜．設定ＰＤＡ在每個測點所測得的法向速度ｕ其方向與Ｙ 軸正方向一致的為反彈（或噴濺）霧滴，否則為入射霧滴．
如圖１０所示，撞擊壁面后霧滴粒徑有所增加．反彈后的霧滴數明顯低于撞擊前，這顯現出霧滴具有較好的黏附性能．小霧滴減小，大霧滴增加，這也反映了反彈過程中的凝并現象．
如圖１１所示為不同壁面位置韋伯數分布，韋伯數在２０～４５波動，液滴沒有發生飛濺，由液滴碰壁理論可知，在此韋伯數范圍內的大部分液滴都將受到黏附力的作用黏附于極板之上，這與實驗結果相符合．
２．３ 噴嘴布置對液膜均布性影響
利用式（６）可計算不同位置平均液膜厚度與平均流速，其計算結果如圖１２所示，隨著噴淋管高度提高，噴嘴霧化角增大，噴淋管間距增大，噴嘴與極板間距增大，更易形成均勻水膜，實驗結果與噴嘴霧化特性實驗符合較好．從液膜厚度角度來說，所測量工況均超過理論計算的臨界液膜厚度，可形成連續液膜．
圖１２（ａ）為噴嘴布置在不同位置上液膜均布性測試，其中橫坐標Ｐ 為位置，由圖可知，極線上方要比極板上方平均液膜厚度大，所用噴淋水量增加，然而由圖可見各位置液膜厚度波動性小，并且噴嘴在極線上方可同時兼顧陰極線與陽極板清灰，綜上，噴嘴布置選擇在極線上方．
圖１２（ｂ）、（ｃ）所示，噴嘴布置于極線上方，所用噴嘴參數相同，均為５０°普通角噴嘴，僅改變噴嘴布置方式，液膜均布性有所變化，噴嘴位置越高，噴嘴間距越大，液膜分布越均勻，液膜平均厚度越薄，用水量越省，符合工程應用要求．
圖１２（ｄ）中，采用不同霧化角噴嘴，噴淋管間距為５００ｍｍ，其噴淋流量略有不同，整塊極板液膜平均厚度及平均流速不具有可比性，由圖可知，各個位置液膜平均厚度波動性隨噴嘴霧化角增大而減小，主要體現在極板邊緣液膜均布性上．當采用普通角噴嘴，由于噴嘴距極板邊緣水平距離較遠，影響極板邊緣液膜分布均勻性．當采用廣角噴嘴，噴淋覆蓋范圍增加，極板邊緣液膜均布性得到改善．
３ 結 論
（１）單噴嘴霧化角越大，噴淋高度越高，索特爾平均粒徑分布越均勻，韋伯數分布波動值越小，液膜分布越均勻．
（２）雙噴嘴同軸側向撞擊，碰撞后粒徑比噴撞前粒徑降低，兩噴嘴噴淋間距影響液滴粒徑分布，噴淋間距越大，平均粒徑分布越均勻，液膜分布越均勻．韋伯數分布可作為液膜均布性的判定標準，當韋伯數分布均勻，對應噴嘴布置形成的液膜分布均勻．
（３）噴淋管高度提高，噴嘴霧化角增大，噴淋管間距增大，噴嘴與極板間距增大，更易形成均勻水膜．噴嘴布置在極線之上更優．
以上研究均未考慮電場力對液滴作用，在此簡化模型下對噴嘴參數及噴淋布置做了初步研究．
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