作者：吴文庆，杜小泽*，杨立军 （电站设备状态监测与控制教育部重点实验室(华北电力大学)，北京市 昌平区 102206）

摘要：确保喷雾液滴在接触烟道壁面前完全蒸发，是保 障电站脱硫废水在锅炉尾部烟道内蒸发处理安全运行的 关键。喷雾液滴的破碎、聚并等动力学行为，以及液滴 群的粒径分布和速度等因素的影响机制，是喷雾蒸发的 主要特性。设计搭建了热态风洞实验台，利用激光粒度 分析仪和粒子图像测速仪(particle image velocimeter， PIV)，在不同的引射空气压力、喷嘴水流量，以及风速、 加热空气温度等条件下，对喷雾液滴群的粒径变化和速 度变化进行了测量和分析。实验结果表明：以大液滴形 态离开喷嘴的射流在引射气流的携带作用下，因破碎而 形成小液滴，而后液滴间聚并效果会显现出来。液滴初 始粒径仅与引射气体压力和水流量有关；风速的提高一 定程度上会促进液滴间的聚并。提高高压气体压力、温 度、风速以及减小水流量均有助于提高液滴群速度，其 中提高风速对液滴群的增速效果最为明显。研究结果为 喷雾的数值模拟及工程应用改进方向提供了参考。 关键词：喷雾蒸发；液滴破碎；液滴粒径；平均速度

0 引言

燃煤电厂石灰石‒石膏湿法烟气脱硫工艺的 脱硫效率可达 90%以上，且运行可靠，适用煤种 范围广，技术成熟，目前已经成为大部分电厂首 选的脱硫工艺[1-2]。但是湿法烟气脱硫系统不可避 免地要产生脱硫废水，水质特殊且水体污染性大， 必须进行单独处理[3]。近年来，在化学沉淀、浓 缩减量的基础上，将脱硫废水喷入烟道蒸发受到 广泛关注[4-5]。采用压缩空气将待处理的脱硫废水 经喷嘴雾化成液滴群后喷入锅炉尾部烟道中，废 水液滴吸收烟气余热蒸发。完全蒸发后的废水液 滴所含的剩余悬浮固体颗粒物等杂质均会随烟气 中的飞灰一起进入除尘器等后续设备被捕捉收集处理，从而实现脱硫废水的近零排放。该技术具 有换热充分、节能环保和耗时较短等优势[6-11]。 然而在国内外实际工程应用中发现，锅炉烟气脱 硫(flue gas desulfurization，FGD)废水液滴若在蒸 干前与烟道壁面接触，长期运行会造成烟道壁面 严重腐蚀，甚至结垢阻塞，危及锅炉运行。因此， 确定脱硫废水雾化液滴群在锅炉尾部烟道中的运 行轨迹及蒸发特性，以及不同运行参数下液滴完 全蒸发所需的时间和距离，是脱硫废水烟道蒸发 技术实际应用的关键[12]。 近年来，在雾化和液滴蒸发特性研究方面， 国内外取得了很大的进展。文献[13]的实验结果 表明：喷嘴内部的气泡有利于喷口附近液滴的破 碎，产生更小尺寸的液滴，改善雾化效果。文献 [14]对两相流的喷嘴进行了模拟，结果表明闪蒸 会导致喷嘴出口附近液滴的速度变化。文献[15] 提出了拉格朗日‒欧拉方法，用来评价水喷雾系统 的蒸发冷却效率，并通过实验验证其可靠性。文 献[16]设计了基于 Leidenfrost 现象的实验装置， 测量液滴在环境压力和恒温条件下表面的瞬时质 量变化速率，并通过能量守恒定律计算了液滴蒸 发的热流量，结果表明：在液滴的稳定蒸发阶段， 其蒸发速率并不能完全吻合 D 2 定律[17]。文献[18] 使用高速摄像系统对悬挂液滴的蒸发情况进行相 关探究，实验结果表明：在加热的初期阶段，液 滴会首先进入一个非稳态加热阶段；在蒸发的中 后期，液滴进入一个比较稳定的平衡阶段，烟速 几乎不影响液滴的蒸发，但是烟温的提高明显促 进液滴的蒸发。文献[19]通过数值模拟研究了喷 雾蒸发特性，结果发现：喷嘴的布置位置及其喷 射角度对液滴蒸发效率的影响最为明显，液滴的 直径对液滴受热蒸发的影响居中，风速几乎不影 响喷雾蒸发效率。文献[20]通过研究液滴在烟气 中的运动和蒸发模型也发现了类似规律，同时还 发现在温度和速度一定的情况下，液滴群的平均 粒径每增加 10 m，蒸发量大概可以增加 1 倍。 文献[21]进行了喷雾实验，实验结果表明：随着 气液比的增加，液滴群的均匀度越来越好，粒径 随之变小。 尽管国内外已经开展了大量研究，然而，通 过文献调研发现，针对喷雾蒸发系统，由于很难 做到温度场和速度场的精确测量，目前关于液滴 群中液滴破碎、聚并以及液滴在烟道中运动情况 的研究主要还是以模拟为主，实验研究不足。为 此，本文设计了热态风洞实验系统，将加热空气 流作为热源，通过实验研究水喷雾蒸发过程中液 滴的破碎及聚并等动力学行为，探讨液滴群粒径 和速度的影响因素及其规律。 1 实验装置及测量系统

粒径决定液滴群的总表面积，而总表面积直 接影响蒸发效率。因此，液滴群的粒径分布对喷 雾系统的性能有很大的影响[22]。另外在废水处理 过程中，液滴速度也会影响蒸发效率[23]，因此本 文的实验主要围绕液滴群粒径分布和喷射速度开 展。实验研究采用的热态风洞系统如图 1 所示。 风洞实验段横截面积为 0.3m×0.3m，在实验段入 口处中间位置布置喷嘴。温湿度计探头距离喷嘴 1.5 m。风机鼓风经过加热器变为热风进入风洞， 风洞入口的风温和风速可以通过调节加热器功率 和风机频率来实现。本实验所有工质均为纯水。 风洞入口处设有喷嘴，此喷嘴为内混式锥形喷雾喷嘴[24-25]，压缩空气和水同时进入喷嘴从而产生 雾化效果。压缩空气的压力和水的流量都是可以 调节的。 另外，为防止液滴对温湿度计传感器造成影 响，在传感器前设置除水设备。除水设备除去经 过该处的水滴，但不影响空气通过，在本实验中 忽略该设备对研究结果的影响。 实验中测量粒径分布所用仪器是激光粒度分 析仪(Winner319)，其利用夫琅禾费衍射原理和平 行光路设计来测量液滴群的散射谱，并经计算机 分析得到颗粒物的粒径分布。 值得注意的是，液滴群内各液滴直径不同， 为比较雾化效果，需要将各液滴直径统一化为一 个数值，即平均粒径。粒度分析仪提供 3 种平均 粒径的计算：体积加权平均直径(volume average diameter ， VAD)， 数 量 加 权 平 均 直 径 (number average diameter，NAD)，表面积加权平均直径 (Sauter mean diameter，SMD)。其中 SMD 又称为 索泰尔平均直径.，其意义是假设颗粒具有和所给 样本相同的比表面积。由于 SMD 对粒径分布中 的细小颗粒更为敏感，并能检测到细小颗粒存在 的比例，比较适合应用于蒸发过程中的传热传质 计算[26]。因此本文采用 SMD 计算平均粒径。 实验中采用的测速手段主要借助于 TSI 公 司的粒子图像测速仪(particle image velocimeter， PIV)，通过追踪液滴的运动轨迹，可直接获得包 括速度矢量在内的相关区域的流场特性[27]。对图 片的处理是通过软件 Insight 4G 和 Tecplot 实现 的。图 2(a)和(b)分别是拍摄流场实图和处理后得 (a) 拍摄流场实图 Y/像素 到的速度矢量图。 实验中热电偶的温度检测精度是0.3 ℃，热 线风速仪的风速精度为 1%1d，激光粒度分析仪 的准确性误差是3%。至于 PIV 测速系统的不确 定度，因其影响因素十分复杂，算法仍然值得探 究。TSI 公司认为 PIV 的不确定度在 1%以内[28]， 但据文献[29]的模拟估算，此值在 5%~10%。 2 实验结果及分析

2.1 液滴群粒径及其影响因素

2.1.1 液滴的破碎与聚并 保持喷嘴的水流量为 6L/h，利用 CCD 相机， 得到气压分别为 0、10、20、30 kPa 时，喷嘴喷 射的液滴射流受到高压气体撕裂的图像结果如 图 3 所示。在气压为 0 kPa 时，喷嘴附近射流较光 滑、连续，下游部分开始出现扰动；在气压为 10kPa 时，喷嘴附近射流开始出现不稳定波，形成所谓 的表面波[30]，且下游部分形成大液滴的波动；在 气压为 20kPa 时，其中心区域依然存在较大液滴， 两边的小液滴已经完全脱离液束，雾化效果出现； 在气压为 30 kPa 时，大液滴经过进一步的破碎， 此时的雾化效果较好，这说明高压气体对离开喷 嘴的液体产生一定的破碎效果。根据所测的粒径 变化，可以进一步说明液滴沿程的破碎和聚并行 为。考虑到液滴群在行进过程中受到重力的影响 会偏离喷嘴所在水平面而向下运动，因此首先测 量在常温、气压为 70 kPa、水流量为 3L/h 的条件 下，距喷嘴 40cm 处与喷嘴同一水平面及其上下各高度上粒径值。并由此确定距喷嘴 60、80cm 处各 高度上粒径的变化，所得数据见表 1。 从表 1 可见，自距喷嘴 40~80 cm，各断面上 粒径最大值是增大的，这说明在行进过程中液滴 出现了聚并。从各断面上不同高度处粒径分布来 看，液滴群确实受到重力的影响而整体偏下，且 此现象随着行进距离的增加而愈发明显。 气压为 70 kPa、水流量为 3 L/h 条件下(工况 1)，以及气压为 50 kPa、水流量为 3L/h 条件下(工 况 2)的最大平均粒径值如表 2 所示。可见，液滴 群平均粒径虽然随位移的增加而变大，但粒径增 大并不明显。这是因为在距喷嘴 40 cm 以上时，液 滴群的分布已经较为均匀，此时各液滴之间的距 离相对较大，不易发生碰撞及聚并，因此处于稳 定运动状态。在 40 cm 处液滴群粒径的最大值依然 是 0 水平面，可以认为在工况 1 下距喷嘴 40 cm 以 内的各断面液滴群受重力影响较小，不予考虑， 直接将 0 水平面处液滴群平均粒径作为主流粒径。 将工况 1 和工况 2 各断面 0 水平面液滴群平 均粒径数据绘制如图 4 所示。可以看出，射流在 雾化后的行进过程中会经过 4 个阶段：一是破碎 阶段；二是破碎/聚并阶段；三是聚并阶段；四是 稳定阶段。破碎阶段较短，这一部分主要是通过 高压气体对射流的撕裂而形成小液滴。以工况 1 为例，距喷嘴 1 cm 处的液滴粒径是 40.22 m，而 距喷嘴 3 cm 处液滴粒径就下降到了 28.66 m。虽 然气流出口速度很高，但因其动量小，受到阻力大，所以速度很快衰减，对大液滴的撕裂效果持 续时间有限。在 3~9 cm 的区域内，液滴粒径基本 保持不变，这是聚并和破碎共同作用的结果。在 9~40 cm 的区域内，气流速度衰减明显，因此这 一阶段破碎不再占主导地位，相对而言，液滴间 的聚并更易发生，因此，液滴的粒径又开始变大。 在 40 cm 之后，液滴分布愈加均匀，此时虽然液 滴仍能发生聚并，但已不再明显，因此液滴直径 仅是缓慢增长。 2.1.2 气压对液滴粒径的影响 在常温下，保持工况为水流量 3 L/h，以喷嘴 所混合压缩空气的压力为变量，在距喷嘴 15 cm 处 测量液滴群的平均粒径变化，其数据如图 5 所示。 可以发现，当流量保持不变，气压较低时，增加 气压可以明显降低液滴粒径，但这并不意味着可 以完全依靠提高气压来降低液滴粒径。从实际情 况出发，片面地通过提高气压来降低粒径从而提 高蒸发效率并不可取。一是因为提高气压导致能耗提高，而且并不能等幅度减小液滴粒径；二是 因为提高气压将明显提高液滴群平均速度(若无限 制增加气压，液滴速度将近似等于气流速度，气 流出口速度可达 100m/s 以上)，而喷雾速度过高， 将造成液滴不能及时蒸发，从而产生挂壁腐蚀等 危害。

2.1.3 烟气流速对液滴粒径的影响 保持水流量为 3L/h，气压为 50kPa 和 70 kPa， 首先利用风速仪确定不同风机频率下的风速，然 后在距喷嘴 15 cm 处测量不同的风速下液滴的粒 径，结果如图 6 所示。可以看出，在聚并段增加 风速，会导致液滴粒径的增加。这是因为提高风 速将增加液滴群的平均速度，且对小液滴的增速 效果更为明显，导致液滴群内混乱度的增加，从 而使得液滴间的聚并几率增加，液滴群的平均粒 径也增加。但是在聚并段增加风速对液滴的粒径 产生的影响甚小。事实上，在喷嘴出口处，高压 气体温度及水温一定的条件下，影响液滴初始直 径的只有高压气体的压力和水流量 2 个因素，而 风速、风温并不能对液滴的初始粒径产生影响， 除非在液滴群已经运动了一段时间后，这 2 个因 素产生的影响才能显现出来。

2.2 液滴群速度及其影响因素 在温度为 30℃，引射气压分别为 50、70 kPa， 水流量为 3 L/h 的工况下进行实验，得出结果如 图 7 所示，其中横轴数值是拍摄视野中心与喷嘴 的距离。由图 7 可知，由于空气流产生的阻力作 用，速度在液滴行进过程中是不断衰减的。为了进一步考察影响液滴群流速的作用因素，改变气 体压力、水流量、风洞入口温度、风机频率，分 别测量了液滴群的平均速度。图 8 在工况 1 和工 况 2 条件下，分别测量了温度为 30、50、70、 90℃时液滴群的平均速度变化。

可以看出，温度的增加使液滴群平均速度明 显升高。单位质量液滴在烟气中运动受到的曳力 方程[31]为： d D f d d ( ) d u F u u t   (1) d d D 2 d 18 24 C Re F d    (2) 式中： d u 为液滴速度，ms 1 ； f u 为烟气速度， ms 1 ；t 为时间，s；d 为液滴密度，kgm 3 ； 为烟气动力粘度，kg(ms)1 ；d 为液滴直径，m； Cd 为曳力系数，在烟气雷诺数大于 1 000 时可取 为 0.424；Red 为基于液滴和烟气的相对速度以及 自身直径的液滴雷诺数。 由此可以看出，液滴蒸发一部分，粒径减小， 加速度增大，从而导致速度增大。在高温环境中 液滴群的平均速度比冷态下高，所以不宜使用冷 态下喷雾速度作为确定实际蒸发时间的根据。 图 9 所示数据为工况 1 和工况 2 条件下，分 别测量距喷嘴相同的距离时，不同高度上液滴群 的平均速度。图 9 的横坐标中，0mm 是指拍摄面 与喷嘴在同一水平面，即此时得到的是与喷嘴处 于同一水平面的液滴群的平均速度；5mm 是指拍 摄面高于喷嘴 5mm；5mm 则是指拍摄面低于喷 嘴 5 mm。其余同。 由图 9 可见，在液滴行进途中，因为重力的 影响，其主流发生沉降。因主流速度最高，故在 行进途中，速度最高处并非 0 mm 水平面。又因 在50 kPa时，14mm水平面上速度最高，而 70 kPa 时，7 mm 水平面速度最高，可见增加初速度可 以减弱其沉降趋势。 图 10 是常温环境下，无风速时测量的不同流 量下液滴群的平均速度。在喷雾过程中，虽然射 流本身具有速度，但是其速度比气流初始速度小 2~3 个量级，因此可以认为是高压气体作为动力 负载，也就是水提供速度驱动力。增加水流量就 是增加负载，会降低液滴群平均速度，且近似于 成反比例关系。增加气体压力就是增大动力，也 就相当于减少水流量。且由图 7—10 中工况 1 和 工况 2 的对比亦可看出，增加气体压力可以增加 液滴群平均速度。 通过改变风机转动频率即可改变风洞内的风速。图 11 中数据为工况 1 和工况 2 条件下，风速 分别为 0、2.6 、4.1、5.8 m/s 时，液滴群的平均 速度。 根据图 11 可以发现，风洞内风速对液滴群 的平均速度有很大的影响，在风速越高的情况 下，液滴群的平均速度越高。而相较于工况 2， 工况 1 液滴平均速度增长得更快，说明当液滴的 粒径越小时，烟气对液滴群的携带作用的影响更 加明显。 3 结论 1）实验发现，射流从喷嘴出来即是大液滴甚 至液柱的形态，在距喷嘴很短的距离内，大液滴 受到引射空气的撕裂，其粒径急剧下降，而后高 压空气的影响减弱，液滴间的聚并效果开始显现， 导致液滴群粒径增加，最后当液滴分布均匀时， 常温下液滴的粒径缓慢增加。 2）提高气体压力、减小水流量均可使粒径下 降，但是不可完全依靠提高压力来降低液滴粒径； 另外，风速对液滴群平均粒径的影响有限。 3）提高温度、压力、风速及降低水流量，均 能提高液滴群的平均速度，其中尤以压力的影响 为甚。因此工程中如果需要获得更高的液滴速度， 可以首先考虑增加气压。