基于正交試驗(yàn)的內(nèi)混式空氣霧化噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

王鵬飛 ，鄔高高 ，田 暢 ，劉榮華 ，高潤澤

（1.湖南科技大學(xué) 南方煤礦瓦斯與頂板災(zāi)害治理安全生產(chǎn)試驗(yàn)室, 湖南 湘潭 411201；2.湖南科技大學(xué) 資源環(huán)境與安全工程學(xué)院, 湖南 湘潭 4112011）

0 引 言

噴霧降塵是煤炭行業(yè)最常用的一種粉塵治理技術(shù)[1-3]。在噴霧降塵現(xiàn)場(chǎng)，一般采用壓力噴嘴實(shí)現(xiàn)水的霧化[4]。然而，壓力噴嘴由于工作壓力的限制，霧化效果往往較差，降塵效率普遍偏低。而且，傳統(tǒng)壓力噴嘴供水壓力大且耗水量多，廢水對(duì)降塵現(xiàn)場(chǎng)造成一定程度的污染[5-6]?？諝忪F化技術(shù)利用氣液兩相的相互碰撞與摩擦，在碰撞應(yīng)力、摩擦應(yīng)力等力的作用下實(shí)現(xiàn)液體霧化。相對(duì)于傳統(tǒng)的壓力霧化，空氣霧化具有對(duì)水壓要求低、耗水量小、噴霧降塵效率高（特別針對(duì)呼吸性粉塵）、噴嘴不易堵塞等優(yōu)勢(shì)[7-8]。

空氣霧化噴嘴是實(shí)施空氣霧化的關(guān)鍵部件，分為內(nèi)混式和外混式2 種類型[9-10]。內(nèi)混式空氣霧化噴嘴是壓縮空氣和液體于噴嘴內(nèi)部相互作用，產(chǎn)生的噴霧均勻且霧滴粒徑小，廣泛應(yīng)用于各種降塵場(chǎng)所[11-12]。因此，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)其展開大量研究，LEFEBVRE、BRONIARZ、FERREIR 等研究團(tuán)隊(duì)率先對(duì)該類噴嘴的結(jié)構(gòu)和霧化機(jī)理開展了較為全面的研究，發(fā)現(xiàn)影響噴嘴霧化質(zhì)量的主要因素包括空氣的擾動(dòng)、液體黏度、表面張力、噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)等[13-15]。一些學(xué)者還開展了空氣霧化噴嘴霧滴粒徑的理論預(yù)測(cè)和數(shù)學(xué)模型的建立工作，并得出了一些有價(jià)值的經(jīng)驗(yàn)公式[16-19]。曹建明、白博鵬等[20-23]采用數(shù)值模擬和試驗(yàn)對(duì)該類噴嘴進(jìn)行了全面的霧化特性研究工作，研究了工況參數(shù)對(duì)空氣霧化的影響。在霧化特性研究的基礎(chǔ)上，近些年，一些研究學(xué)者開展了該類噴嘴降塵理論與現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用的研究工作。蔣仲安團(tuán)隊(duì)以煤礦綜掘工作面氣水噴霧降塵過程為研究對(duì)象，建立了相應(yīng)的數(shù)學(xué)模型，推導(dǎo)出空氣霧化噴嘴降塵效率的計(jì)算模型[24-27]。MOHAN 對(duì)洗滌塔內(nèi)采用的內(nèi)混式空氣霧化噴嘴降塵效率開展了理論預(yù)測(cè)，并驗(yàn)證預(yù)測(cè)模型的準(zhǔn)確性[28]。PROSTANSKI 將該類噴嘴應(yīng)用到礦山掘進(jìn)機(jī)截割頭噴霧降塵，工程現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)表明該噴嘴能夠有效降低現(xiàn)場(chǎng)粉塵濃度，降塵效率較高[29]。近幾年，國內(nèi)部分礦山企業(yè)將內(nèi)混式空氣霧化噴嘴應(yīng)用于掘進(jìn)工作面粉塵防治，相對(duì)于常規(guī)壓力噴霧，不僅耗水量大幅減少，而且取得了良好的降塵效果[30-31]。

在以往的研究中，通常選用某一固定結(jié)構(gòu)參數(shù)的噴嘴，通過變換氣、液兩相壓力或流量來考察工況參數(shù)對(duì)噴嘴霧化特性和降塵效率的影響，得出適合該噴嘴的工作條件。在對(duì)結(jié)構(gòu)參數(shù)的研究中，也只是針對(duì)某一種單一的結(jié)構(gòu)參數(shù)開展研究，而沒有將噴嘴所涉及的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行綜合分析，從而得出最佳的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合。導(dǎo)致工業(yè)應(yīng)用現(xiàn)場(chǎng)在選擇噴嘴時(shí)只能憑經(jīng)驗(yàn)判斷，缺乏科學(xué)合理的理論指導(dǎo)。鑒于內(nèi)混式空氣霧化噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)研究存在上述不足，本項(xiàng)研究利用自行開發(fā)的噴霧降塵試驗(yàn)平臺(tái)，運(yùn)用正交設(shè)計(jì)法，研究主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)該類噴嘴霧化特性和降塵性能的影響，獲得結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴嘴霧化特性及降塵效率的影響規(guī)律。在此基礎(chǔ)上，綜合考慮噴嘴霧化特性參數(shù)和降塵效率，并結(jié)合工業(yè)現(xiàn)場(chǎng)條件，得出最優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，為該類噴嘴工業(yè)應(yīng)用提供理論支撐。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)及方案

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

研究所選用的內(nèi)混式空氣霧化噴嘴如圖1 所示。該噴嘴霧流形狀為實(shí)心圓錐，主要由噴嘴底座、液體帽和空氣帽等組成。

圖1 內(nèi)混式空氣霧化噴嘴和部件Fig.1 Internal mixing air atomizing nozzle and components

設(shè)計(jì)了一套噴霧降塵試驗(yàn)系統(tǒng)，該系統(tǒng)功能齊全，可模擬煤礦現(xiàn)場(chǎng)產(chǎn)塵、噴霧和通風(fēng)等工況條件。系統(tǒng)主要由巷道模型、BPZ75/12 型高壓水泵、水箱、控制柜、AG420 氣溶膠發(fā)生器、空氣壓縮機(jī)、流量計(jì)及相關(guān)的管道、閥門、測(cè)量?jī)x器和儀表等組成。巷道模型由入口段、測(cè)量段、噴霧段、除塵風(fēng)機(jī)及出口段等組成。巷道模型噴霧段采用板厚為1 cm 的透明有機(jī)玻璃制作，其他部分均由鋼板加工制作而成。圖2 為噴霧降塵試驗(yàn)系統(tǒng)。

圖2 噴霧降塵試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.2 Spray dust reduction experiment system

1.2 試驗(yàn)方案

對(duì)于內(nèi)混式空氣霧化噴嘴，影響噴嘴霧化特性與降塵性能的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)為液體帽注水孔直徑dL、液體帽注氣孔數(shù)量n及空氣帽出口直徑dc。將液體帽注水孔直徑dL、液體帽注氣孔數(shù)量n及空氣帽出口直徑dc作為正交試驗(yàn)的3 個(gè)因素，每個(gè)因素均設(shè)置5 個(gè)水平，采用“三因素、五水平”L25(53)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法。根據(jù)前期現(xiàn)場(chǎng)考察和實(shí)測(cè)，綜合考慮降塵效率、耗水量及現(xiàn)場(chǎng)條件，確定三個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)所對(duì)應(yīng)的水平范圍，設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)表，各因素和水平見表1。

表1 正交試驗(yàn)因素和水平Table 1 Orthogonal experimental factors and levels

第1 組試驗(yàn)為噴嘴霧化特性試驗(yàn)。按照表1 的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案，對(duì)空氣霧化噴嘴霧化特性進(jìn)行測(cè)定，所涉及的霧化特性參數(shù)包括噴嘴水流量、氣流量和霧滴粒徑。在工業(yè)生產(chǎn)中，壓縮空氣源所提供的空氣壓力一般為0.4～0.6 MPa。前期研究成果表明，當(dāng)供水壓力和供氣壓力較為接近時(shí)，噴嘴能夠獲得較為理想的降塵效率[32]。因此，在開展噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)試驗(yàn)時(shí)，將供氣壓力和供水壓力均設(shè)置為0.5 MPa。分別采用D07-60B 空氣質(zhì)量流量計(jì)和YY-LED15K4C型電磁流量計(jì)測(cè)量噴嘴氣流量和水流量。采用馬爾文霧滴粒徑分析儀測(cè)量霧滴粒徑，選擇噴口前方50 cm 中心作為數(shù)據(jù)采集區(qū)域。采用索太爾平均粒徑（Dsm）作為霧滴粒徑的評(píng)價(jià)指標(biāo)。圖3 為正交試驗(yàn)所選用的噴嘴液體帽和空氣帽。

圖3 試驗(yàn)用液體帽和空氣帽Fig.3 Liquid cap and air cap for the experiment

第2 組試驗(yàn)為噴霧降塵試驗(yàn)。按照表1 的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案，對(duì)噴霧降塵效率進(jìn)行測(cè)定。試驗(yàn)所選用的粉塵為煤粉，其特征粒徑D10，D50和D90分別為2.68、36.43、123.12 μm，粒徑分布如圖4 所示。采用德國AG420 氣溶膠發(fā)生器發(fā)塵，設(shè)置發(fā)塵量為15 g/min。在模型巷道噴霧前測(cè)量段與噴霧后測(cè)量段內(nèi)布置FCC-25 型防爆粉塵采樣器各1 臺(tái)，將采樣時(shí)間和采樣流量分別設(shè)置為2 min 和15 L/min。兩測(cè)塵點(diǎn)在同一時(shí)間采樣，每個(gè)工況連續(xù)采樣4 次取平均值。采用電子分析天平對(duì)采樣前后粉塵濾膜稱重，從而計(jì)算全塵質(zhì)量濃度cmt和全塵降塵效率ηt。利用LS13320 型激光粒度分析儀將所采集的粉塵樣品進(jìn)行粒度分析，得出噴霧前后呼吸性粉塵占比情況，并結(jié)合全塵質(zhì)量濃度cmt得出呼吸性粉塵質(zhì)量濃度cmr和呼吸性粉塵降塵效率ηr。通過對(duì)軸流風(fēng)機(jī)進(jìn)行變頻調(diào)節(jié)，將試驗(yàn)巷道模型內(nèi)風(fēng)速穩(wěn)定在1.0 m/s。

圖4 煤塵樣品粒徑分布Fig.4 The particle size distribution of coal dust

2 試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)表1 正交設(shè)計(jì)方案展開試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果匯總于表2。圖5 為25 種工況下的霧滴粒徑分布圖，圖中紅色實(shí)線代表霧滴粒徑的累積占比，藍(lán)色柱子代表霧滴粒徑體積頻率。從表2 和圖5 中的正交試驗(yàn)結(jié)果可看出，噴嘴霧化特性參數(shù)分布較為寬廣，水流量分布在0.30～3.50 L/min，氣流量分布在25～303 L/min，Dsm分布在32.18～162.10 μm。從表2 的降塵效率數(shù)據(jù)也能發(fā)現(xiàn)，本次試驗(yàn)方案所對(duì)應(yīng)的降塵效率范圍覆蓋面較廣，全塵降塵效率分布在41.22%～74.73%，呼吸性粉塵降塵效率分布在40.96%～77.91%。

表2 噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)正交試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Orthogonal experiment results

從以上結(jié)果可看出，采用本正交試驗(yàn)方案所測(cè)定的霧化特性參數(shù)和降塵效率覆蓋較為寬廣，基本可以滿足考察和分析的要求。在工業(yè)生產(chǎn)場(chǎng)所中，可根據(jù)工程現(xiàn)場(chǎng)對(duì)空氣霧化噴嘴霧化特性和降塵效率的要求，從正交試驗(yàn)結(jié)果表2 中選擇滿足或近似滿足條件要求的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合；同時(shí)，可以根據(jù)具體試驗(yàn)條件的要求，通過選擇合理的噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，使噴嘴的霧化特性和降塵效率達(dá)到最優(yōu)值。

3 分析與討論

根據(jù)正交試驗(yàn)理論，得出每個(gè)因素在相同水平時(shí)的綜合平均值及各影響因素的極差。同時(shí)，可根據(jù)條件要求，將每個(gè)因素下的最佳水平進(jìn)行組合，從而得到最優(yōu)試驗(yàn)條件[33-34]。

3.1 噴嘴流量

表3 為噴嘴流量綜合平均值與極差分析結(jié)果。從表3 的極差分析結(jié)果可以看出，3 個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)于噴嘴水流量的影響重要度排序?yàn)閐c>dL>n；對(duì)于噴嘴 氣 流 量 的 影 響 重 要 度 排 序 為dc>n>dL。3 個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)中，空氣帽出口直徑dc對(duì)噴嘴水流量和氣流量的極差值均為最大，說明該結(jié)構(gòu)參數(shù)是最重要的因素。為了更直觀地分析各因素對(duì)噴嘴流量的影響規(guī)律，并分析其影響機(jī)理，根據(jù)表3 噴嘴流量的綜合平均值，做出各因素與噴嘴流量的關(guān)系圖，如圖6所示。

圖6 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴嘴流量的影響Fig.6 Effect of structural factors on nozzle flow

圖6a 為不同注水孔直徑下的噴嘴綜合平均流量。圖中顯示，隨著液體帽注水孔直徑dL的增大，噴嘴水流量QL不斷增大，而氣流量Qair不斷減小。當(dāng)工況參數(shù)固定時(shí)，隨著注水孔直徑的增大，注水孔水流量和水流速度均不斷增大，導(dǎo)致空氣帽混合腔內(nèi)氣液兩相流壓力升高，加大了注氣孔出口阻力，從而使得氣流量下降。從圖6b 不同注氣孔數(shù)量n下的噴嘴綜合平均流量結(jié)果可知，噴嘴氣流量Qair隨著注氣孔數(shù)量n的增加而增大，而水流量QL相對(duì)穩(wěn)定，僅在小范圍內(nèi)波動(dòng)。增加注氣孔數(shù)量，意味著進(jìn)氣面積的增加，空氣注入空氣帽的局部損失降低，總的氣流量不斷增加。雖然注氣孔數(shù)量的增加引起氣流量有所增加，但由于氣流量增加的幅度有限，而進(jìn)氣面積大幅度的增大，造成單孔注氣速度有所下降。在空氣總流量增加和單孔速度降低2 個(gè)共同因素作用下，空氣帽混合腔氣液兩相壓力僅在一個(gè)小范圍波動(dòng)，從而導(dǎo)致水流量隨注氣孔數(shù)量的增加變化幅度也較小。圖6c 顯示，隨著空氣帽出口直徑dc的增大，噴嘴水流量QL和氣流量Qair均逐漸增大?？諝饷背隹谥睆降脑龃?，提高了噴嘴出口的排泄能力，導(dǎo)致空氣帽混合腔內(nèi)兩相流壓力降低，減小了液體帽注水孔和注氣孔的出口阻力，從而使得噴嘴水流量和氣流量均增大。

3.2 霧滴粒徑

圖7 為Dsm綜合平均值與噴嘴3 個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系。從圖7a 可以發(fā)現(xiàn)，Dsm隨著注水孔直徑dL的增大而增大。從噴嘴流量試驗(yàn)可知，注水孔直徑的增大，會(huì)引起水流量上升和氣流量下降，從而導(dǎo)致氣液質(zhì)量流量比不斷下降。氣液質(zhì)量流量比的下降，意味著空氣能夠提供給單位質(zhì)量的液體霧化能量下降，從而使得液滴難以破碎成細(xì)小霧滴，造成Dsm增大。圖7b 顯示，隨著注氣孔數(shù)量n的增加，Dsm呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢(shì)，并在注氣孔數(shù)量n=4 時(shí)達(dá)到最小值。當(dāng)噴嘴液體帽注氣孔數(shù)量n在2～4之間變化時(shí)，隨著注氣孔數(shù)量的增加，噴嘴總供氣量不斷增大，單位質(zhì)量的水所獲得空氣霧化能量增加，所以霧化質(zhì)量有所改善。當(dāng)注氣孔數(shù)增加至4 時(shí)，繼續(xù)增加注氣孔，雖然總供氣量有所增加，但供氣量增加的幅度變緩，且由于進(jìn)氣面積的增加，空氣注入混合室的速度減緩，減小了氣液兩相相對(duì)速度，霧化效果受到一定程度的影響，導(dǎo)致霧滴粒徑有所增大。從整體上看，注氣孔數(shù)量對(duì)霧滴粒徑的影響并不大，霧滴粒徑僅在一個(gè)小范圍變化，這一點(diǎn)由極差分析結(jié)果也能得到體現(xiàn)。

圖7c 為Dsm與空氣帽出口直徑的關(guān)系曲線。由圖可知，空氣帽出口直徑為1.5 mm 時(shí)所形成的霧滴粒徑明顯偏大。從噴嘴流量試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)空氣帽出口直徑為1.5 mm 時(shí)，噴嘴氣液質(zhì)量流量比明顯偏低，液體霧化能量較小，造成霧滴粒徑偏大。出口直徑為2.0 mm 的噴嘴霧化質(zhì)量最好，所形成的Dsm最小。圖7c 中顯示，當(dāng)空氣帽出口直徑在2.0～3.0 mm 之間變化時(shí)，Dsm隨著出口直徑的增大而增大?？諝饷背隹谥睆降脑龃?，提高噴嘴的排泄能力，氣液兩相在空氣帽內(nèi)破碎撞擊時(shí)間縮短，霧化不完善，造成Dsm隨出口直徑增大而不斷增大。從圖7c 還可以看出，當(dāng)出口直徑增加至3.0 mm 后，繼續(xù)增加出口直徑，霧滴粒徑有所下降，但變化不明顯，這主要是由于大直徑的空氣帽導(dǎo)致霧滴孔口凝聚效應(yīng)減弱。

通過圖7 中的Dsm綜合平均值，亦可以算出各影響因素的極差，發(fā)現(xiàn)液體帽注水孔直徑dL的極差最大，說明注水孔直徑是影響Dsm的最重要的因素。三因素對(duì)Dsm影響的主次順序依次為：dL>dc>n。

3.3 降塵效率

從以上試驗(yàn)結(jié)果可知，結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)內(nèi)混式空氣霧化噴嘴水流量、氣流量及霧滴粒徑均有著較為明顯的影響。水流量和霧滴粒徑是影響噴霧降塵效率的主要霧化特性參數(shù)，結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴嘴降塵效率的影響較為復(fù)雜。目前，并不清楚結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)降塵效率的作用規(guī)律，還需要通過對(duì)降塵效率正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，從而確定各結(jié)構(gòu)參數(shù)與降塵效率之間的關(guān)系。

3.3.1 極差分析

表4 為降塵效率綜合平均值與極差分析結(jié)果。從表4 中可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于全塵降塵效率ηt和呼吸性粉塵降塵效率ηr，3 個(gè)因素中，空氣帽出口直徑dc的極差最大，說明空氣帽出口直徑是影響全塵和呼吸性粉塵降塵效率最重要的因素。特別是針對(duì)呼吸性粉塵來說，空氣帽出口直徑的極差比其他兩個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)極差要大很多，說明空氣帽出口直徑對(duì)呼吸性粉塵降塵效率的影響很大。根據(jù)表4 的極差分析結(jié)果，3 個(gè)因素對(duì)于全塵降塵效率的影響重要度排序?yàn)椋篸c>dL>n；對(duì)于呼吸性粉塵降塵效率的影響重要度排序?yàn)椋篸c>n>dL。

表4 降塵效率正交試驗(yàn)結(jié)果綜合平均值與極差Table 4 Comprehensive average value and range analysis results of dust-reduction efficiency

從霧化特性參數(shù)極差分析結(jié)果可知，對(duì)于噴嘴水流量，空氣帽出口直徑的極差是最大的，說明空氣帽出口直徑對(duì)噴嘴水流量影響最顯著。同時(shí)，對(duì)于霧滴粒徑，空氣帽出口直徑的極差也位于三者中間。水流量和霧滴粒徑是影響噴霧降塵效率的最重要的兩個(gè)參數(shù)。所以，在兩者的綜合作用下，空氣帽出口直徑也表現(xiàn)出對(duì)降塵效率最顯著的影響，所對(duì)應(yīng)的極差值最大。從以上分析發(fā)現(xiàn)，對(duì)于噴霧降塵效率，空氣帽出口直徑是最重要的一個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)，在工業(yè)生產(chǎn)場(chǎng)所進(jìn)行噴嘴選擇和噴霧降塵方案設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)對(duì)空氣帽出口直徑這個(gè)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行重點(diǎn)關(guān)注。

3.3.2 液體帽結(jié)構(gòu)參數(shù)與降塵效率的關(guān)系

根據(jù)表4 中的分析數(shù)據(jù)，繪制降塵效率綜合平均值隨液體帽結(jié)構(gòu)參數(shù)變化的柱狀圖，如圖8 所示。從圖8a 可以看出，全塵和呼吸性粉塵降塵效率均隨著注水孔直徑的增大呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律，并在注水孔直徑為1.5 mm 時(shí)達(dá)到最大值。在巷道粉塵濃度相對(duì)穩(wěn)定且風(fēng)流速度不變的情況下，噴霧降塵效率主要取決于空間含水量和霧滴粒徑。從噴嘴流量和霧滴粒徑試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，隨著注水孔直徑的增大，噴嘴水流量和霧滴粒徑均不斷增大。當(dāng)注水孔直徑為1.0 mm 時(shí)，雖然所獲得的霧滴粒徑較小，但由于水流量太小，巷道空間水含量和霧滴濃度較低，不利于粉塵的捕集與沉降。因此，該注水孔直徑下的全塵和呼吸性粉塵降塵效率均較低，分別僅為56.04%和61.8%。當(dāng)注水孔直徑為1.2 mm 和1.5 mm時(shí)，雖然霧滴粒徑的增加不利于粉塵的捕集和沉降，但其增幅相對(duì)較小，注水孔直徑由1.0 mm 增大至1.2 mm 和1.5 mm 時(shí)，Dsm由49.78 μm 增 大 至59.47 μm 和81.87 μm。同時(shí)，噴嘴水流量隨著注水孔直徑的增大幾乎保持線性增長，增大了巷道空間含水量，有利于噴霧降塵效率的提高。當(dāng)注水孔直徑為1.8 mm 和2.0 mm 時(shí)，盡管噴嘴水流量的增加有利于降塵效率的提高，但由于該注水孔直徑下的Dsm偏大（均大于100 μm），且此時(shí)Dsm對(duì)降塵效率的影響占據(jù)主導(dǎo)地位，所以導(dǎo)致全塵和呼吸性粉塵降塵效率均有不同程度地下降。

圖8 液體帽參數(shù)對(duì)降塵效率的影響Fig.8 Effect of liquid cap parameters on dustreduction efficiency

圖8b 為不同注氣孔數(shù)量所對(duì)應(yīng)的降塵效率。圖中顯示，全塵和呼吸性粉塵降塵效率均隨著注氣孔數(shù)量的增加先增大后減小，并在注氣孔數(shù)量為4時(shí)獲得最佳的降塵效果。從注氣孔數(shù)量對(duì)噴嘴流量與霧滴粒徑影響的試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)注氣孔數(shù)量不斷增加時(shí)，噴嘴水流量幾乎保持不變，而霧滴粒徑先減小后增大，并在注氣孔數(shù)量為4 時(shí)獲得最小的霧滴粒徑，導(dǎo)致降塵效率表現(xiàn)出圖8b 的變化規(guī)律。從圖8b 還可以看出，該組試驗(yàn)所測(cè)得的5 個(gè)不同注氣孔數(shù)量的降塵效率均比較接近，這主要是由于該組試驗(yàn)噴嘴水流量幾乎相等，且霧滴粒徑變化范圍較小。從液體帽結(jié)構(gòu)參數(shù)來看，在注水孔直徑為1.5 mm 和注氣孔數(shù)量為4 時(shí)能夠獲得最佳的降塵效果。

3.3.3 空氣帽出口直徑與降塵效率的關(guān)系

為便于對(duì)比分析，根據(jù)表3 和表4 將不同空氣帽出口直徑下的噴霧降塵效率η和噴嘴流量Q繪制成圖9。從圖9c 可以看出，隨著空氣帽出口直徑的增大，全塵和呼吸性粉塵降塵效率均有所提高。對(duì)比圖9c 中的5 種空氣帽出口直徑所對(duì)應(yīng)的全塵和呼吸性粉塵降塵效率可以發(fā)現(xiàn)，空氣帽出口直徑為1.5 mm 時(shí)的全塵和呼吸性粉塵降塵效率均為最低。噴嘴霧化特性試驗(yàn)可知，空氣帽出口直徑為1.5 mm時(shí)，噴嘴水流量較小，同時(shí)所形成霧滴粒徑偏大，導(dǎo)致該空氣帽出口直徑下的全塵和呼吸性粉塵降塵效率均偏低。所以，通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)，出口直徑為1.5 mm的空氣帽由于降塵效率偏低，在工業(yè)應(yīng)用現(xiàn)場(chǎng)不宜采用。

當(dāng)出口直徑在2.0～3.5 mm 區(qū)間變化時(shí)，霧滴粒徑在一定范圍內(nèi)呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律，而噴嘴水流量則保持增大的趨勢(shì)。雖然霧滴粒徑在出口直徑為2.0～3.5 mm 區(qū)間有所變化，但整體變化幅度較小，噴嘴水流量對(duì)降塵效率的影響占據(jù)主導(dǎo)地位，導(dǎo)致全塵和呼吸性粉塵降塵效率均隨著空氣帽出口直徑增大而不斷升高。從圖9c 中的降塵效率增幅數(shù)據(jù)能夠發(fā)現(xiàn)，雖然降塵效率隨著空氣帽出口直徑的增大而有所提高，但當(dāng)空氣帽出口直徑達(dá)到2.0 mm 后，繼續(xù)增大出口直徑，全塵和呼吸性粉塵降塵效率變化并不明顯，增幅較小，僅分別為5.17%和3.71%。同時(shí)，圖9a 和圖9b 噴嘴流量數(shù)據(jù)顯示，隨著空氣帽出口直徑增大，噴嘴水流量和氣流量分別以線性和指數(shù)形式遞增，分別增大至原來的2.32 倍和5.95 倍。由以上分析可知，當(dāng)空氣帽出口直徑達(dá)到2.0 mm 后，繼續(xù)增大空氣帽出口直徑，從經(jīng)濟(jì)角度并不合理。而且，噴嘴耗水量過大也會(huì)對(duì)工業(yè)現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)環(huán)境造成一定程度的污染。綜合考慮噴嘴霧化特性參數(shù)和降塵效率，選擇出口直徑為2.0 mm 的空氣帽較為經(jīng)濟(jì)合理。因?yàn)樵谠摻Y(jié)構(gòu)參數(shù)下，噴霧能夠獲得較為理想的霧滴粒徑。同時(shí)，能夠確保以較低的耗氣量和耗水量獲得較高的降塵效率。

4 結(jié) 論

1）隨著液體帽注水孔直徑的增大，噴嘴水流量不斷增加，而氣流量不斷減??；當(dāng)增加液體帽注氣孔數(shù)量時(shí)，噴嘴氣流量不斷增大，而水流量幾乎保持不變；噴嘴水流量和氣流量均隨著空氣帽出口直徑的增大而增大。

2）Dsm隨著注水孔直徑的增大而增大；隨著注氣孔數(shù)量的增加，Dsm呈現(xiàn)先減小后增加的變化趨勢(shì)，并在孔數(shù)為4 時(shí)達(dá)到最小值，霧化效果最好；當(dāng)空氣帽出口直徑為2.0 mm 和2.5 mm 時(shí)能夠獲得較為理想的霧滴粒徑。

3）全塵和呼吸性粉塵降塵效率均隨著液體帽注水孔直徑和注氣孔數(shù)量的增加呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律，并分別在注水孔直徑為1.5 mm 和注氣孔數(shù)量為4 時(shí)獲得最佳的降塵效果；隨著空氣帽出口直徑的增大，全塵和呼吸性粉塵降塵效率均有所提高，但當(dāng)空氣帽出口直徑達(dá)到2.0 mm 后，增幅較小。

4）綜合考慮噴嘴霧化特性參數(shù)和降塵效率，對(duì)于噴嘴空氣帽，其出口直徑應(yīng)選擇2.0 mm；對(duì)于噴嘴液體帽，注水孔直徑為1.5 mm 和注氣孔數(shù)量為4 時(shí)較為合理，能夠獲得最高的降塵效率。