万 益，黄薇薇，郑成航，高 翔，岑可法
（浙江大学热能工程研究所，能源清洁利用国家重点实验室，浙江杭州３１００２７）
摘 要：为优化湿式静电除尘器清灰特性，研究喷嘴特性．采用相位多普勒粒子分析仪（ＰＤＡ），研究单喷嘴、双喷嘴同轴侧向撞击及喷嘴与壁面碰撞后的雾化特性，实验数据表明液滴撞壁后形态主要由液滴自身动能、液滴表面张力和黏度决定，由韦伯数描述．距离喷嘴位置越远，喷嘴雾化角越大，索特尔平均粒径（ＳＭＤ）波动越小，韦伯数分布越均匀，液膜均布性越好．在此基础上，对喷嘴布置方式与液膜均布性关系做进一步分析，得到喷淋管间距越大，喷嘴角度越大，极板上水膜更加均匀，该实验结果与喷嘴特性实验相符．
关键词：湿式静电；ＰＤＡ；喷嘴雾化特性；水膜均布
国家新发布的燃煤电厂排放标准将ＰＭ ２．５排放量降低到３０ｍｇ／ｍ３，重点地区ＰＭ ２．５排放浓度限值为２０ｍｇ／ｍ３，如此严格的排放标准，对传统静电除尘器的达标排放带来了严峻挑战．湿式静电除尘器由于采用水膜清灰方式，避免了传统电除尘器二次扬尘与反电晕现象，可进一步提高细颗粒物的脱除效率，实现ＰＭ ２．５的超低排放，成为现在工业除尘发展的一个重要方向．目前，湿式静电除尘器工程应用多采用喷嘴喷淋清灰方式，当喷淋流量过小，在收尘极板上易形成沟流，长期运行则造成极板结垢，影响系统放电特性；当喷淋量过大时，则会造成对水资源的浪费，同时加重循环水处理系统的负担．合理的喷嘴排布方式及喷嘴选型可在较小水量下实现液膜均匀分布，在湿式静电除尘器设计中极为关键．
在雾滴的激光测量技术中，马尔文粒度仪、粒子图像测速仪（ＰＩＶ）及激光多普勒测速仪（ＬＤＡ）多应用于喷雾研究［１－２］．马尔文仪不能测量粒子速度分布，而后两者方法不能测量粒子的平均粒径．ＰＤＡ结合上述３种测试技术的优点，可同时测量粒子速度与粒径分布，广泛应用于喷嘴雾化性能研究中．
对于单个喷嘴雾化的研究，早在上个世纪８０年代国外就使用ＰＤＰＡ 简单测量了气动喷嘴雾化的液滴尺寸和速度［３］．随后国内外课题组展开了对于各种结构喷嘴空间内粒径分布与速度分布的ＰＤＡ测量研究［４－５］．对于多喷嘴雾化特性的研究，刘海峰等［６］采用ＰＤＡ测量对置撞击流径向速度，得到最大径向速度与射流初速度、喷嘴直径和喷嘴间距有关，但没有给出粒径分布与喷嘴参数之间的关系．
Ｇｗｏｎ等［７］提出新的液滴碰撞模型，同时从实验角度得到两喷嘴碰撞对粒径分布的影响．对于液滴对壁碰撞特性的研究，Ａｎｄｅｒｓ等［８］结合高速摄影技术与微距摄影技术，研究了不同液滴速度与壁温条件下液滴碰壁形态的变化．关于水膜均布性方面，国内外学者曾针对竖直管壁降液膜均布性进行研究［９－１０］，然而针对湿式静电除尘器内部喷嘴特性及对液膜均布性影响的研究，国内外还没有这方面的文献报道．
本文主要研究湿式静电喷嘴特性，包括不同喷嘴参数与喷嘴布置下雾化特性与对液膜均布的影响．从单喷嘴及双喷嘴雾化特性与液滴对壁碰撞特性研究入手，得到不同喷嘴参数条件下液滴粒径分布规律及与液膜均布性关系．在此基础上搭建液膜均布实验台，得到喷嘴布置方式与液膜均布性关系，为湿式静电除尘喷淋系统的优化设计提供理论基础及技术支持．
１ 实验系统及方法
１．１ 实验系统
如图１所示为喷嘴雾化特性测试装置图，雾化在常温下进行，工质为水，离心水泵（Ｆｕｌａｎｋｅ，浙江）扬程为１６～２０ｍ，流量为１０～６８Ｌ／ｍｉｎ．该装置采用ＰＤＡ测试系统（ＤＡＮＴＥＣ公司，丹麦），测量粒子素特尔平均（实际的颗粒具有相同表面积的球体的直径）直径在０．１～１０ ０００μｍ，实验中每一个测试点设定采集１ ０００个样，焦距设定为８００ｍｍ，焦点为测试点．喷嘴选用不锈钢实心锥一流体雾化喷嘴，具体参数如表１所示，其中ｑＶ为水流量，α为雾化角．
喷嘴距水池高度为１ ４５０ｍｍ，喷嘴间距调节通过改变两喷嘴之间连接管道长度实现．为保证激光透过挡板，不影响测试结果，本实验选取长度为１ ４００ｍｍ，高度为１ ４５０ｍｍ 高透明度有机玻璃板作为液滴碰撞壁面，模拟除尘器阳极板．
在假设理想状态下，喷嘴雾化对称分布，仅扫描１／４雾化区域，ＰＤＡ测试坐标建立如图２所示，Ｚ 轴方向测点间隔为１０ｍｍ，图２（ａ）为单喷嘴测点布置方式，选取喷嘴正下方５ｍｍ处作为ＰＤＡ扫描坐标原点；图２（ｂ）为双喷嘴同轴侧向碰撞测点布置方式，选取两喷嘴喷淋区域的交点为ＰＤＡ 扫描的坐标原点；图２（ｃ）为液滴对壁碰撞测点布置方式，选取碰壁最高点为ＰＤＡ扫描的坐标原点．
如图３所示为液膜均布性测试装置图，采用离心水泵（上海，佳爽）作为供水动力设备，扬程５０ｍ，流量２５ｍ３／ｈ．测试极板总宽度为１ｍ，总高度为６ｍ，极板下端连接测试装置，测试装置与极板平行放置．喷嘴布置方式如图３（ｂ）所示，共计２根水管，水管放置方向与极板垂直，每根水管上布置２个喷嘴，喷嘴高度及水管间距可通过调节悬挂水管的钢架位置实现．
测试装置结构如图３（ｃ）所示，水槽槽口朝上，由分流板分隔为１０个子水槽，水槽内均设置通孔，引流管与通孔相连接，整个装置通过螺丝固定于阳极板上．测试时，通过引流管将水槽中水导入水桶，设定测试时间为５ｍｉｎ，测试结束，依次称量每个水槽中水的重量．通过改变喷嘴参数，喷淋管间距，喷淋高度及喷嘴与极板位置，获得不同喷嘴布置方式下液膜均布性，得到最优喷嘴布置方式．本实验选用２种规格喷嘴，如表２所示：
１．２ 喷嘴雾化过程与韦伯数
湿式静电除尘系统中雾化过程十分复杂，但总体上雾化过程可分为喷嘴雾化、液滴撞击雾化、液滴碰壁雾化等３个基本过程，其中，液滴撞击雾化是由多喷嘴同轴侧向撞击形成．在液体雾化过程中，作用在单个液滴上的力主要有：重力，惯性力，表面张力与黏性力［１１］．重力与惯性力作为外力使得液滴表面发生变形，表面张力与黏性力作为内力维持液滴形态，当外力作用大于内力作用，液滴发生破碎．液滴破碎过程主要由韦伯数来描述，公式如下：
式中：ρ为液体密度，σ液体表面张力，Ｄ 液滴直径，ｖ为液滴的特征流速，其中ρ＝１ ０００ｋｇ／ｍ３，σ＝７．２８×１０－２ Ｎ／ｍ（２０℃时），液滴的平均流速为特征流速．
在液滴撞击雾化过程中，假设撞击流在除尘器内扩散并交叉撞击，撞击流撞击前后轴向速度不变，在径向扩散的两股流体之间也不存在往复运动；撞击流在除尘器内扩散并交叉撞击，液滴在撞击后，散裂、聚并或保持原颗粒大小．液滴碰撞过程如图４所示，液滴之间由于存在空隙，除受到上述４种基本力之外，还受到彼此相斥的压力，在这些力的作用下，相互碰撞通常会出现以下４种情况，反弹、聚结、反身分离及拉伸分［７］．当液滴动能不足以克服压力，则液滴反弹，当液滴动能足够大时，两液滴碰撞发生聚结，当液滴处于高韦伯数下，液滴动能相当大，则发生反身分离或拉伸分离．当液滴发生分离时会在液滴周围出现卫星颗粒，大大减小液滴平均粒径，这一过程又被称为碰撞引起的液滴破碎过程．Ａｒｋｈｉｐｏｖ等［１２］给出液滴分离判据如下：
式中：Δ 为最大液滴粒径与最小液滴粒径的比值，Ｘ为无量纲数，公式（２）为Ｘ 值阈值计算公式，超过该值则出现拉升分离．由该公式可知，韦伯数越大，碰撞液滴粒径越接近，越易出现分离．然而，分离又将导致液滴粒径变小，从而韦伯数减小，阈值增大，制约液滴进一步分离．
液滴与固壁的碰撞过程是湿式静电液滴雾化最重要的过程，其结果直接影响形成液膜的均匀性．由于液滴本身撞击动能、表面张力及黏度的不同，液滴碰壁后出现反弹、扩展和飞溅３种可能情况，可根据碰撞液滴Ｗｅｂｅｒ数判别液滴碰壁后形态．由文献［１３］可知，液滴反弹与飞溅的临界韦伯数分别为３０和８０．当Ｗｅｂｅｒ数较小时，碰壁后液滴反弹，其直径不变；随着Ｗｅｂｅｒ数达到第１临界韦伯数，碰壁后液滴形成皇冠形空间液膜［１４］，喷雾场中大液滴数目减小；Ｗｅｂｅｒ数进一步增大到第２临界韦伯数，碰壁后部分液体形成贴壁液膜，部分液体形成飞溅小液滴，且飞溅液滴直径小于入射液滴直径，减小了喷雾场液滴平均粒径［１５］．液滴破碎与反弹均导致水利用率下降，液滴的不同韦伯数造成极板处液膜分布不均匀，由此可知，可从液滴韦伯数分布出发衡量形成液膜均布性．
１．３ ＰＤＡ测试原理
激光打到粒子表面发生散射作用，其散射光频率与粒子移动速度有关，通过测量２个不同位置接收器散射光相位差，可以求得散射光频率ｆ，进而求得粒子运动速度，其频率ｆ与相位差φ１２关系公式如下：
当光学系统几何参数保持不变，两不同位置接收器散射光相位差与散射粒子直径ｄｐ成正比，相关公式如下：
式中：φ１２为探测器接收到的一个多普勒脉冲的相位；β为几何因子，由散射模型及光路设置参数而定；ｎ１为散射介质的折射率；λ 为激光在真空中的波长［１６］．
１．４ 液膜厚度理论计算
假设在理想表面上，小流量液体流过壁面，最初以沟流形式存在，增加液体流量达到一定值，液膜以固定厚度存在，只是在宽度上加大．当加大到一定程度，形成连续液膜，则该固定厚度即形成均匀连续液膜的临界厚度．根据能量最小原理，得到临界液膜厚度为［１７］
式中：取液膜的动力黏性系数μ＝１×１０－３ Ｐａ·ｓ（２０℃），液膜表面张力σＬＶ＝７．２８×１０－２ Ｎ·ｍ－１（２０℃），液体在不锈钢极板上接触角θＹ＝６４．２１４°，取水密度ρ＝１．０×１０３ ｋｇ／ｍ３，计算常温下液膜临界厚度为８．２５×１０－５ ｍ．当液体流量继续增加，液膜厚度增加，其厚度δ与流速ｕａｖ具有以下关系［１８］：
当测量液膜流量，可以根据该公式计算出液膜平均厚度．
２ 实验结果与分析
２．１ 喷嘴雾化特性
如图５所示为不同高度下单喷嘴雾化特性测试，此时选用喷嘴角度６０°，流量为３．７Ｌ／ｍｉｎ．由图５（ａ）可知，随Ｚ 轴位置的下降，索特尔平均粒径减小，同时其粒径分布越均匀．索特尔平均粒径随Ｙ轴位置分布，在Ｚ＝－５０ｍｍ呈现三峰分布，在Ｚ＝－４０ｍｍ呈现Ｖ型分布．分析原因为：由液滴碰撞理论可知，在喷嘴的雾化边缘，随着位置的降低，其液滴动能增大，韦伯数增大，分离阈值减小，在碰撞中更易发生破碎形成卫星颗粒，降低索特尔平均粒径；在喷嘴雾化的中心区域，随着位置的降低，其液滴动能减小，液滴在碰撞中更易发生聚结．如图５（ｂ）所示，随着喷淋高度增大，韦伯数分布趋于均匀．由液滴碰壁理论可知，韦伯数决定液滴碰壁后形态，当喷嘴位置于Ｚ＝－５０ｍｍ 处，韦伯数处于３０～８０之间，波动较小，液滴无飞溅情况，水利用率高，由此可知喷淋高度的提高有助于形成均匀液膜．
如图６（ａ）所示为不同雾化角喷嘴在Ｚ＝－５０ｍｍ时，Ｙ 轴方向上粒径分布，由图可知，随着雾化角的增大，索特尔平均粒径减小，同时其粒径分布越均匀．分析原因为：广角喷嘴喷射液滴具有更大的动能，液滴碰撞发生破碎的概率更大，索特尔平均粒径减小．由图６（ｂ）可知，随着喷嘴雾化角增大，韦伯数分布趋于均匀，喷嘴雾化角为９０°时，韦伯数在６５左右波动，由液滴碰壁理论可知液滴运动到壁面扩展更易形成均匀液膜．
如图７所示为不同喷嘴间距在Ｚ＝ －５０ｍｍ处，Ｙ 轴上粒径分布，此时选用喷嘴角度为６０°，流量３．７Ｌ／ｍｉｎ．由图７可知，喷嘴间距为１００ｍｍ时，粒径随位置变化呈现双峰分布，喷嘴间距为１５０ｍｍ，粒径随位置变化呈现三峰分布．比较可得，随着喷嘴间距增加，液滴索特尔平均粒径增大，分布波动性减小．分析原因：随着喷嘴间距增大，在碰撞中心区域，液滴碰撞动能较大，碰撞导致液滴碰撞破碎，形成更多卫星液滴，使得液滴的平均粒径下降．在碰撞边缘区域，由于液滴之间碰撞速度减小，不足以发生液滴背离，液滴聚结，使得平均粒径上升．
如图８所示为双喷嘴同轴侧向碰撞雾化与单喷嘴雾化在Ｚ＝－８７ｍｍ 处，Ｙ 轴不同位置粒径与雾滴数关系比较图，其中Ｎ 表示雾滴数目．由图可知，双喷嘴同轴撞击后液滴碰撞发生破碎，形成较小卫星颗粒，且小颗粒有向雾化边缘区运动的趋势，使得空间液滴索特尔平均粒径减小．
２．２ 液滴与壁面碰撞特性
如图９所示为壁面碰撞距离分别为５０与１００ｍｍ雾滴在Ｙ 轴方向上粒径分布，由图可知随壁面距离增大，雾滴粒径分布越均匀．分析原因为，喷嘴与极板距离的增加使得喷嘴与极板碰撞处下移，碰撞处液滴的索特尔平均粒径增大，速度减小，液滴在与极板碰撞后，因动能的减小而增加了黏附界面的性能，液滴在极板上更利于形成均匀的水膜．设定ＰＤＡ在每个测点所测得的法向速度ｕ其方向与Ｙ 轴正方向一致的为反弹（或喷溅）雾滴，否则为入射雾滴．
如图１０所示，撞击壁面后雾滴粒径有所增加．反弹后的雾滴数明显低于撞击前，这显现出雾滴具有较好的黏附性能．小雾滴减小，大雾滴增加，这也反映了反弹过程中的凝并现象．
如图１１所示为不同壁面位置韦伯数分布，韦伯数在２０～４５波动，液滴没有发生飞溅，由液滴碰壁理论可知，在此韦伯数范围内的大部分液滴都将受到黏附力的作用黏附于极板之上，这与实验结果相符合．
２．３ 喷嘴布置对液膜均布性影响
利用式（６）可计算不同位置平均液膜厚度与平均流速，其计算结果如图１２所示，随着喷淋管高度提高，喷嘴雾化角增大，喷淋管间距增大，喷嘴与极板间距增大，更易形成均匀水膜，实验结果与喷嘴雾化特性实验符合较好．从液膜厚度角度来说，所测量工况均超过理论计算的临界液膜厚度，可形成连续液膜．
图１２（ａ）为喷嘴布置在不同位置上液膜均布性测试，其中横坐标Ｐ 为位置，由图可知，极线上方要比极板上方平均液膜厚度大，所用喷淋水量增加，然而由图可见各位置液膜厚度波动性小，并且喷嘴在极线上方可同时兼顾阴极线与阳极板清灰，综上，喷嘴布置选择在极线上方．
图１２（ｂ）、（ｃ）所示，喷嘴布置于极线上方，所用喷嘴参数相同，均为５０°普通角喷嘴，仅改变喷嘴布置方式，液膜均布性有所变化，喷嘴位置越高，喷嘴间距越大，液膜分布越均匀，液膜平均厚度越薄，用水量越省，符合工程应用要求．
图１２（ｄ）中，采用不同雾化角喷嘴，喷淋管间距为５００ｍｍ，其喷淋流量略有不同，整块极板液膜平均厚度及平均流速不具有可比性，由图可知，各个位置液膜平均厚度波动性随喷嘴雾化角增大而减小，主要体现在极板边缘液膜均布性上．当采用普通角喷嘴，由于喷嘴距极板边缘水平距离较远，影响极板边缘液膜分布均匀性．当采用广角喷嘴，喷淋覆盖范围增加，极板边缘液膜均布性得到改善．
３ 结 论
（１）单喷嘴雾化角越大，喷淋高度越高，索特尔平均粒径分布越均匀，韦伯数分布波动值越小，液膜分布越均匀．
（２）双喷嘴同轴侧向撞击，碰撞后粒径比喷撞前粒径降低，两喷嘴喷淋间距影响液滴粒径分布，喷淋间距越大，平均粒径分布越均匀，液膜分布越均匀．韦伯数分布可作为液膜均布性的判定标准，当韦伯数分布均匀，对应喷嘴布置形成的液膜分布均匀．
（３）喷淋管高度提高，喷嘴雾化角增大，喷淋管间距增大，喷嘴与极板间距增大，更易形成均匀水膜．喷嘴布置在极线之上更优．
以上研究均未考虑电场力对液滴作用，在此简化模型下对喷嘴参数及喷淋布置做了初步研究．
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