1 引言(Introduction)

随着经济发展和工业化进程的推进, 空气质量恶化及雾霾引起的社会民生问题引起了国内外公众及政府有关部门的密切关注(张智胜等, 2013；常清等, 2015；Bari et al., 2015).环境监测治理是保障空气质量的重要手段, 其中, 颗粒物监测仪的推广使用是有效评价颗粒物污染程度的重要环节之一(李佳琦等, 2015；陈小彤等, 2016；Qiao et al., 2016；胡丙鑫等, 2017), 并主要用于监测空气中可吸入颗粒物(空气动力学直径≤10 μm的颗粒物, PM₁₀)、细颗粒物(空气动力学直径≤2.5 μm的颗粒物, PM_2.5)的浓度.根据HJ 93—2013标准中的规定(国家环境保护总局, 2013), 颗粒物监测仪包括样品采集单元、样品测量单元、数据处理单元和显示单元几部分, 其中, 样品采集单元又由采样口、PM₁₀(或PM_2.5)切割器和采样管等组成.为了提高测量的准确性, 一方面需要保障浓度测量部分的准确性, 另一方面需要保障粒径切割部件性能的准确性.切割器根据工作原理不同, 主要有旋风式、撞击式和虚拟式3种, 尽管不同厂家生产的切割器结构设计大致相同, 但存在加工精度不同等技术因素.由于目前国内的切割器生产厂家在切割器出厂时并无针对其性能的测试环节, 因此, 切割器性能评价工作在国内仍处于空白状态.

近年来, 国内外已有针对切割器的相关研究(Dirgo, 1988；Coker, 1993；Maynard et al., 1995；Zhao et al., 2009；Kuo et al., 2018).其中, PM_2.5切割器捕集效率的评价已有较多研究报道(杜朋等, 2017；贾丽娜等, 2017；Le et al., 2017；阮兵等, 2018), 还有关于加载实验对PM_2.5切割器的影响(Lin et al., 2018)、切割器内部的压力变化(Casal et al., 1983；Kępa, 2005；Demir, 2014)、不同品牌PM_2.5切割器性能对比(Du et al., 2020)及切割器结构设计(刘龙波等, 2004；Hsiao et al., 2010；蒋靖坤等, 2014)等研究.目前, 针对PM₁切割器的性能测试也已开展(阮兵等, 2018b；曹阳等, 2019), 但有关PM₁₀切割器的性能评价却鲜有报道.之前有研究人员提出可用单分散荧光素按颗粒物进行采样器性能评价(徐立大, 1986), 中国疾控中心曾根据HJ 93—2003 PM₁₀采样器技术要求及检测方法(国家环境保护总局, 2003), 利用单分散荧光素铵对PM₁₀切割器进行评价并出具了检测报告.但随着HJ 93—2013的发布, 荧光素铵的方法被单分散聚苯乙烯小球的方法所替代.这是因为聚苯乙烯小球的密度是1 g · cm^-3, 其光学直径与动力学直径相当, 可实现量值的溯源.

按照HJ 93—2013标准的规定, 要用单分散颗粒物完成PM₁₀切割器的捕集效率评价过程, 由于所用到的聚苯乙烯标准物质粒径较大, 产生浓度恒定的粉尘环境具有一定的困难, 因此, 鲜有使用单分散颗粒物对PM₁₀切割器进行评价的相关研究成果.

目前常用的切割器评价方法有分流法、静态箱法等, 已有研究机构搭建了基于分流法的切割器评价系统, 但需要将切割器的进口与出口固定在系统的管路上, 对于切割器的尺寸、形状有一定的要求.常用的工作流量为16.67 L · min^-1的PM₁₀切割器的采样是开放式的, 其进样口并非单一入口, 无法将其安装在分流法评价系统中.针对这种切割器的评价, 静态箱法更为适合.因此, 本文拟基于静态箱法搭建适用于PM₁₀切割器的捕集效率评价装置, 在密闭性良好的测量舱内放置参评的PM₁₀切割器, 通过使用空气动力学粒径谱仪分别对上下游的颗粒物数量浓度进行测量, 得出在不同空气动力学粒径下的切割器捕集效率, 再结合曲线的插值算法, 绘制出切割器的捕集效率曲线, 从而得出PM₁₀切割器捕集效率分别为16%、50%和84%时对应的空气动力学粒径(D_a16、D_a50和D_a84), 最终计算出捕集效率曲线的几何标准偏差(D_a16/D_a50和D_a50/D_a84).通过将切割器的50%切割粒径及几何标准偏差测量结果与HJ93—2013的相关规定进行对比, 可以判断该切割器是否符合国家要求, 为切割器的制造与使用提供参考依据.

本文结合基于文丘里原理的雾化发尘技术、粉尘浓度PID闭环调节技术、静态箱法评价技术, 自主设计并搭建PM₁₀切割器捕集效率评价装置, 并通过分别产生标准中规定的8种粒径的聚苯乙烯微球标准物质气溶胶, 依次测量得到PM₁₀切割器的捕集效率.再通过选择最佳的拟合算法, 对原始数据进行优化处理, 得到平滑的捕集效率曲线.最后, 本文选择国产及进口的2种PM₁₀切割器进行实验, 并探索进气流量变化时切割器捕集效率参数的变化.

2 捕集效率评价装置原理(Principle of capture efficiency evaluation system)

本文搭建的PM₁₀切割器捕集效率评价装置如图 1所示, 由雾化器、空气压缩机、混匀舱、测量舱、空气动力学粒径谱仪、激光散射粉尘仪组成.为了满足不同粒径的聚苯乙烯微球标准物质的雾化发生要求, 使用基于文丘里原理的雾化器, 将聚苯乙烯微球标准物质溶液通过导入洁净干燥气流的方式雾化, 再结合稀释气体达到稀释、干燥的目的, 形成浓度稳定的气溶胶.气溶胶在混匀箱内与空气混合下降, 最终到达测量舱.测量舱中有两路采样口, 分别放置待评价的PM₁₀切割器及参比采样器.下方的空气动力学粒径谱仪(APS, model 3321, TSI公司, 美国)能够测量颗粒物的数量浓度(个· cm^-3), 通过电动阀切换控制, 可选择由参比管路直接采集测量舱内的气溶胶样本(上游)或采集经由待评价切割器样本(下游).

为了使测量舱内的粉尘浓度达到设定的目标浓度, 此处采用了PID(比例、积分、微分)闭环调节技术.如图 2所示, 首先设定目标浓度, 通过流量控制器控制发尘流量, 在雾化发尘开始后, 测量舱内的激光散射粉尘仪对舱内的粉尘浓度进行实时观测, 将浓度值作为反馈传递给控制系统, 再通过比例-积分-微分的调节算法, 按照当前舱内浓度值与目标值的差调节雾化发尘的气流量, 使其减小或增大, 逐步将舱内的粉尘浓度调节至目标浓度.

另外, 根据测量舱的当量直径d、气体样本的密度ρ、流速v及黏性系数μ, 可按照式(1)计算出舱内的雷诺数Re, 从而判断舱内的流体流动状况, 由此分析颗粒物在混匀、下降时的受力情况, 进一步验证本系统舱内是否能使粉尘均匀混合.

(1)

待测量舱内的粉尘浓度达到目标浓度值后, 分别测量相同时间内上、下游的颗粒物个数浓度, 即可计算得出当前粒径下的切割器捕集效率.完成全部8种粒径的切割器捕集效率测量后, 使用拟合的方法对原始数据进行处理, 可得到一条平滑的捕集效率曲线.在拟合算法的选择过程中, 再从曲线中分析可得出捕集效率为16%、50%和84%时对应的空气动力学粒径值, 即D_a16、D_a50和D_a84.HJ93—2013环境空气颗粒物(PM₁₀和PM_2.5)采样器技术要求及检测方法中, 规定了PM₁₀切割器的性能参数为：D_a50分布范围满足(10±0.5) μm, 几何标准偏差D_a16/D_a50和D_a50/D_a84的分布范围满足1.5±0.1.此指标不仅对切割器在不同粒径下的捕集效率范围有相应的限定, 还对捕集效率曲线整体的形状提出了一定的要求.不仅要求切割器的捕集效率为50%时对应的空气动力学粒径值不能偏离10 μm太远, 还需要曲线的头部与尾部不能偏离曲线中心太远.

评价过程中使用的8种聚苯乙烯微球标准物质的空气动力学粒径如表 1所示, 使用的标准物质编号为GBW13647、GBW(E)130575-130581, 来源为中国计量科学研究院.这些聚苯乙烯微球标准物质经过空气动力学法定值, 能够确切知悉每种微球的空气动力学直径大小, 为后续捕集效率曲线的精确获取提供基础.

式(2)为切割器捕集效率η_ij的计算方法.通过将切割器上游的颗粒物数量浓度C_1ij与切割器下游颗粒物数量浓度C_2ij相比, 可得出每个粒径点单次的捕集效率值.其中, i为雾化产生气溶胶的颗粒物粒径序号(i=1~8), j为单个粒径点测量得到的捕集效率次数(j=1~3).

(2)

按照HJ 93—2013标准中的规定, 需要计算每个粒径3次测量结果的相对标准偏差来评价测量结果的有效性.式(3)是相对标准偏差C_vi的计算过程(i=1~8).其中, η_i 为每个粒径点3次测量捕集效率结果的平均值(i=1~8).

(3)

标准中规定使用几何标准偏差作为切割器性能合格与否的评价指标之一.为了获得曲线的几何标准偏差, 需在获取8个粒径颗粒物的捕集效率平均值后, 对原始数据进行拟合.通过分析拟合后的曲线, 可以得到D_a16、D_a50及D_a84.最终依照式(4)即可计算出捕集效率曲线的几何标准偏差σ_g.

(4)

3 结果(Results) 3.1 捕集效率评价系统的性能测试结果

在评价切割器的性能之前, 本文首先对搭建的捕集效率评价系统进行测试, 测试内容包括系统测量舱内的粉尘浓度稳定性及舱内不同部位的粉尘浓度均匀性.此处设定的舱内粉尘浓度目标值为150 μg · m^-3, 待发尘10 min后, 使用激光散射粉尘仪测量舱内的粉尘浓度值, 间隔6 s记录一次.

图 3为开始记录后内测量舱的粉尘浓度变化情况, 平均浓度值为149.5 μg · m^-3, 与目标浓度值的偏差为0.3%, 未超出±5%, 符合标准中关于浓度稳定性的规定.

为了考察舱内粉尘浓度的均匀性, 共使用了5个相同型号的激光散射粉尘仪, 分别置于舱内4个角落及1个中心处, 所有粉尘仪在使用前均已经过校准.在观测的5 min内, 舱内5个粉尘仪测得的粉尘浓度平均值如表 2所示, 与目标浓度值的偏差均未超出±5%, 符合标准中关于浓度稳定性的规定.同时, 5个粉尘仪测得的平均粉尘浓度的相对标准偏差为0.4%, 证明了测量舱内不同位置的粉尘浓度相差非常小, 验证了系统粉尘浓度分布的均匀性.

另外, 为了探究所搭建的评价系统舱内的流体情况, 本研究使用风速仪(TSI, Air Pro AP500, 美国)测得评价过程中测量舱内的风速v为0.03 m · s^-1, 在室温下空气的密度ρ为1.205 kg · m^-3, 黏性系数μ为1.81×10^-5 Pa · s, 舱体的当量直径为0.8 m.由式(1)可计算出测量舱内的雷诺数Re约为1597.8.由粘性流体动力学可知, 此雷诺数较小, 对应的流动情况是层流(White, 1982).由此可知, 该系统混合腔及测量舱内的气体呈层流状态, 即气体流动对颗粒物的扰动几乎不存在, 颗粒物的沉降主要由重力导致, 从此理论推算的角度进一步验证了本系统舱内的粉尘浓度可达到较好的均匀性.

3.2 PM₁₀切割器捕集效率评价结果

为了对比国产、进口切割器的性能, 本文针对两种PM₁₀切割器进行了捕集效率测量, 分别为国内某公司生产的PM₁₀切割器及美国Metone公司生产的PM₁₀旋风式切割器(Model BX-802).旋风式切割器对不同粒径颗粒物的分级基于动力学原理, 当流速恒定的气流在切割器内部以螺旋状运动时, 会受到离心力的作用.由于不同粒径的颗粒物受力情况不同, 就会出现逃逸或截留的情况.切割器内部结果的设计可致使不同粒径的颗粒物呈现不同的运动轨迹, 从而达到按粒径筛选的目的.图 4为两种参评切割器的实物图.

两种切割器的评价结果如图 5所示.由实验结果可知, 参与评价的2种切割器的D_a50均在(10±0.5) μm范围内, 捕集效率曲线的集合标准偏差也均在1.5±0.1范围内, 符合HJ 93—2013标准中的相关规定.

在实验过程中发现, 雾化发尘所用的颗粒物粒径越大, 越难以在测量舱内达到颗粒物浓度稳定的目的.本研究通过增大发尘流量, 同时配合调整雾化器中的单分散颗粒物溶液浓度及发尘稳定时间, 最终解决了此问题.在切割器上、下游的颗粒物数量浓度测量过程中, 测量舱内的颗粒物浓度能够保持波动范围不超过目标质量浓度的±5%, 满足HJ 93—2013中对浓度稳定性的要求.

3.3 进气流量影响切割器性能测试结果

为了研究进气流量对PM₁₀切割器性能的影响, 根据工作流量16.67 L · min^-1对进气流量进行调节, 分别将抽气流量设定为切割器工作流量的70%、80%、100%、120%、130%, 按照前文叙述的实验方法分别测定切割器在该流量下的性能指标, 最终得出如图 6所示的结果.此处选择Metone公司的PM₁₀切割器进行研究, 可以看出随着进气流量的增大, 切割器的50%切割粒径呈逐渐减小的趋势, 而捕集效率曲线的几何标准偏差并未体现出太大区别.该现象考虑是因为在进气流量发生变化时, 改变了切割器内部颗粒物的运动轨迹, 使切割器在不同粒径下的捕集效率均发生变化, 从而引起切割性能的整体改变.但对比不同流量下的几何标准偏差可以发现, 不同流量对捕集效率曲线几何标准偏差的影响很小.这可能是因为流量变化对各个粒径下的捕集效率的影响趋势是一致的, 而对于整条捕集效率曲线的形状并未产生太大影响.

4 讨论(Discussion) 4.1 切割器性能评价过程中的技术难点及解决方法

在PM₁₀切割器捕集效率评价过程中存在的技术难点及解决方案如下：①大粒径聚苯乙烯微球雾化.本研究中使用的雾化器基于文丘里原理, 通过将气体通入空心细柱中, 高速气流在柱顶端开口处形成负压, 带动雾化器中的溶液向上运动并喷出, 利用颗粒物的惯性使其撞击到撞击杆上, 从而达到雾化的目的.

此过程中需要利用气体形成的负压克服颗粒物的重力势能, 所以颗粒物的粒径越大, 使其雾化需要的气流速度就越大, 同时颗粒物在混匀舱、测量舱内的浓度分布均匀性与稳定性也更难达到实验要求, 易导致多次测量结果的相对标准偏差超过10%, 致使数据无效.

针对此问题, 本研究通过联合调整单分散聚苯乙烯微球溶液的浓度、雾化发尘流量及测量前的发尘稳定时间这3个参数, 适量提高雾化瓶中的溶液浓度及雾化发尘流量, 从而增加雾化发出的颗粒物数量.同时, 通过测量舱内的粉尘浓度测量仪对颗粒物浓度进行实时观测, 延长发尘时间直至舱内浓度稳定, 此时再开始进行切割器捕集效率测量.使用此方法可将多次测量结果的相对标准偏差减小至10%以内, 完成整条捕集效率曲线的绘制.

② 曲线拟合准确性的评价.为了得出PM₁₀切割器的D_a16、D_a50及D_a84, 需要根据原始数据拟合出捕集效率曲线, 再由曲线提取出不同捕集效率对应的空气动力学粒径值.由此可知, 最终评价结果的准确性会受到曲线拟合效果的影响, 因此, 选择准确度更高的拟合算法处理数据是很重要的.

针对此问题, 本研究在标准规定的粒径范围基础上额外增加了几个中间粒径, 通过将拟合曲线预测的捕集效率与这些中间粒径的捕集效率测量结果相对比, 得出不同拟合算法的最小二乘指标, 从而最终遴选出最优拟合算法.

4.2 进气流量对切割器性能的影响机制分析

由进气流量对切割器D_a50及几何标准偏差的影响可以看出, 进气流量偏离切割器的标准工作流量超过8%时, 原本符合要求的D_a50将超出标准的规定范围, 即切割器在进气流量变化的影响下将不再合格.但流量的变化对捕集效率曲线几何标准偏差带来的影响却远远小于D_a50, 在实验考察的几个不同进气流量下, 同一个PM₁₀切割器的几何标准偏差的波动不超过标准工作流量下该值的1.4%.

该现象与Peng等(2020)的研究结论是一致的, 其原因可能为进气流量的变化会改变颗粒物在切割器内部的运动轨迹, 从而改变原先设定的筛选机制, 捕集效率也会发生改变.但通过实验可以看出, 捕集效率曲线会整体向左或向右移动, 但曲线的形状并未发生较大变化.这意味着包括D_a50在内的各个粒径点的捕集效率变化趋势均与进气流量相反, 由于曲线的几何标准偏差是D_a16/D_a50和D_a50/D_a84, 故这两个比例值受进气流量的影响非常小.

5 结论(Conclusions)

为了评价PM₁₀切割器的捕集效率性能, 本研究基于静态箱法搭建了一套评价系统, 使用单分散聚苯乙烯标准物质测量了不同粒径下的捕集效率, 拟合了效率曲线, 得出进口和国产的PM₁₀切割器的D_a50分别为10.43 μm和10.44 μm.随后又通过调整不同的进气流量, 分析了进气流量变化对切割器性能的影响, 发现随着进气流量由工作流量的70%变化至130%的过程中, 切割器的D_a50对应变化范围为标准工作流量下的137.8%~84.1%, 变化趋势与进气流量相反, 但几何标准偏差的波动不超过标准工作流量对应值的1.4%.该结果为PM₁₀切割器捕集效率的评价工作提供了完整的科学方法, 也为PM₁₀切割器在实际工况下的使用提供了参考依据.