细颗粒分级复合型水力旋流器结构及工艺参数的优化研究 (1).pdf

第 53 卷第 2 期 2017 年 1 月 机 械 工 程 学 报 JOURNAL OF MECHANICAL ENGINEERING Vol.53 No.2 Jan. 2017 DOI10.3901/JME.2017.02.124 细颗粒分级复合型水力旋流器结构及工艺 参数的优化研究* 应 锐 1 喻俊志1, 2 王卫兵1 张 亭1 冯静安1, 3 杜 晟1 1. 石河子大学机械电气工程学院 石河子 832003； 2. 中国科学院自动化研究所复杂系统管理与控制国家重点实验室 北京 100190； 3. 华中科技大学机械科学与工程学院 武汉 430074 摘要CaOH2提纯是实现电石渣制备石灰石的关键环节，通过复合型水力旋流器对电石渣细颗粒分级，其结构参数和工艺 参数，以及颗粒的物性参数直接决定 CaOH2的提纯效果。基于 RSM 模型和混合多相流模型，对复合型水力旋流器的流场 进行数值模拟， 分析旋转栅结构对流场的影响； 同时在平衡轨道理论的基础上， 建立复合型水力旋流器的分离粒径预测模型， 根据电石渣颗粒的基本特性，对复合型水力旋流器进行结构优化；制作试验样机，采用二次正交旋转组合试验设计，参考分 级粒径、分离效率、处理量、分离精度、分股比 5 项分离指标，验证复合型水力旋流器的分离效果，确定最佳工艺参数。试 验结果显示，在进料速度 2.1 m/s，旋转栅转速 1 205 r/min，进料质量浓度 22的操作条件下，综合分离效果最佳，此时分 级粒径为 70 μm，分离效率达 81.3，处理量为 406.7 kg/h；与静态水力旋流器对比结果表明，复合型水力旋流器在压力损 耗和离心力场强度方面具有明显优势，而在颗粒的滞留时间方面处于劣势。 关键词水力旋流器；电石渣；正交试验；分离分级 中图分类号TD454 Optimization of Structural and Process Parameters for Fine Particle Classifying Hydrocyclone YING Rui1 YU Junzhi1, 2 WANG Weibing1 ZHANG Ting1 FENG Jingan1, 3 DU Sheng1 1. College of Mechanical 2. State Key Laboratory of Management and Control for Complex Systems, Institute of Automation, Chinese Academy of Sciences, Beijing 100190; 3. School of Mechanical Science Engineering, Huazhong University of Science Technology, Wuhan 430074 AbstractPurification of CaOH2 is the key phase in limestone production from Carbide slag, in which the structure and operating parameters of compound hydrocyclone, as well as the physical parameters of the particles directly determine the purification effect during the compound hydrocyclone based Carbide slag classification. The internal flow field in the compound hydrocyclone is numerically simulated on the basis of RSM model and mixture multi-phase flow model, and a cut size prediction model is firstly established by using the equilibrium orbital theory. Then, the structural parameters of the compound hydrocyclone can be optimized, according to the influence of the revolving blades on the flow field and the distribution of the Carbide slag particles. After that, a prototype is built by using quadratic rotation-orthogonal combination design. According to five separate indicators involving cut size, separation efficiency, split ratio, separation precision and production volume, the separation perance and the optimal operating parameters can therefore be verified. Test results show that an optimal synthesized separation perance occurs when the inlet velocity is 2.1 m/s, the blades speed is 1 205 r/min and the inlet concentration is 22. Specifically, the optimal perance corresponds to a cut size of 70 μm, a separation efficiency of 81.3 and a production volume of 406.7 kg/h. Numerical simulation results indicate that the pressure loss and the centrifugal force strength of the compound hydrocyclone have striking advantages while the retention time of the particles is in a weak position. Key wordshydrocyclone；carbide slag；orthogonal test；separation and classification 0 前言* 电石CaC2是化工生产的重要原料，水解后产 ∗ 国家自然科学基金资助项目51264034。 20160304 收到初稿， 20160822 收到修改稿 生的电石渣严重污染环境，我国每年电石渣排放量 巨大，其资源化利用迫在眉睫。利用电石渣烧制石 灰作为生产电石的原材料是目前公认的最好处理办 法， 但此方法对电石渣中 CaOH2含量的要求较高， 需要预先进行除杂处理[1]。电石渣的主要成分为 CaOH2，还包括 MgO、SiO2、Fe2O3、Al2O3等杂 万方数据 月 2017 年 1 月 应 锐等细颗粒分级复合型水力旋流器结构及工艺参数的优化研究 125 质[2]。研究表明，电石渣颗粒粒径主要分布在 45～ 75 μm 的范围内，占总量的 55.1，粒径 75 μm 以 下的颗粒所占比重为 67.3，且电石渣中 CaOH2 的含量随着颗粒粒径的减小而增大，在粒径 75 μm 以下的颗粒中，CaOH2含量可达 98[3]。因此， 电石渣中 CaOH2的提纯可以通过颗粒分级实现， 综合考虑将分级目标粒径定为 70 μm，电石渣回收 率理论上可达 60以上。 在颗粒分级和固液分离领域，静态水力旋流器 的应用较为广泛，同时也伴随着诸多局限性静态 水力旋流器流场中， 流体的旋转动能由压力能转化， 要保证分离作业必要的离心力场强度，通常对进料 压力的要求很高[4]；存在盖下短路流，使部分粗颗 粒未经过分离而直接进入溢流，且空气柱产生的附 面涡流亦能将底流悬浮的粗颗粒卷入溢流，均能造 成溢流跑粗，严重影响分离效果[5]；针对不同物料 特性及分离性能的要求，静态水力旋流器的适用范 围有限，难以应对多工况环境[6]。笔者在前期研究 中[7-8]， 依据电石渣特性对静态水力旋流器的结构参 数进行了优化，并开展了相关试验，由于存在的上 述问题，使得 CaOH2的提纯效果并不理想。国内 外学者在静态水力旋流器基础上提出了大量改进方 案，并进行了深入研究。LARSSON[9]提出了三维螺 旋形进料口结构，可有效控制水力旋流器入口区域 的湍流脉动，起到降低局部能耗，提高处理能力的 作用； CHU 等[10]发明了一种溢流管壁环形齿结构的 水力旋流器， 可有效地抑制短路流， 提高分离精度； 徐继润[4]、SRIPRIYA 等[11]在水力旋流器内部安装 了中心柱，使其占据强制涡区域，可大幅降低流体 的 动 能 耗 散 ， 同 时 具 有 稳 定 流 场 的 效 果 ； BOADWAY 等[12]根据降速升压原理将水力旋流器 溢流管改为渐扩管，使溢流排料速度提高，并将能 耗降低了 27左右。结构上的改进在一定程度上降 低了水力旋流器流场的能量损耗、 提高了分离效率， 却未能突破水力旋流器无能量输入的局限性，而动 态水力旋流器则很好地解决了这一问题。 复合型水力旋流器[13]是一种新型动态水力旋 流器，同时兼备静态水力旋流器的特点，在能量损 耗、分离效率和处理范围等方面却有着静态水力旋 流器无法比拟的优势。当前复合型水力旋流器主要 应用于油水分离领域，但其结构主要针对液－液相 分离进行设计， 分离机理对固体颗粒分级并不适用。 本文在实现电石渣颗粒分级提纯的前提下，优化复 合型水力旋流器结构，通过试验验证其分离效果， 寻求最佳工艺参数，并进行数值模拟，从流场层面 揭示复合型水力旋流器的优势，为复合型水力旋流 器细颗粒分级的研究提供重要参考和依据。 1 复合型水力旋流器分离粒径预测 预测分离粒径d50对水力旋流器的设计和选型 具有重要参考意义。目前，对复合型水力旋流器分 离粒径的预测，还没有明确的计算方法。复合型水 力旋流器由动态区域和静态区域两部分组成，对于 动态区域，在旋转栅的增旋作用下，该区域的离心 力场强、湍动强度高，因此粗颗粒沉降效果好，而 细颗粒仍保持掺混状态，对于静态区域，其本质即 为普通水力旋流器壳体。可将复合型水力旋流器简 化为一个高速进料、且进料时粗颗粒已沉降至壁面 的静态水力旋流器，在平衡轨道理论的基础上，建 立复合型水力旋流器的分离粒径预测模型。 水力旋流器实现颗粒分级的主要原因在于，不 同粒径颗粒在流场中的径向受力差异。 通常情况下， 离心加速度远大于重力加速度，颗粒在离心沉降过 程中不考虑重力作用。此外，水力旋流器内部为强 湍流，斯托克斯阻力作用也可以忽略。因此，颗粒 在水力旋流器中主要受到离心力、向心浮力和沉降 阻力的协同作用[14]，其受力方程为 2 33 πdπ 3π 6d6 t kkr vv dddv tr ρρρμ−− 1 式中，d颗粒直径； k ρρ， 流体密度、颗粒密度； μ 混合相流体动力黏度； r v 颗粒与流体的相对滑移速度。 当颗粒达到平衡状态时，颗粒运动的加速度 d /d0vt ，根据式1所示，处于平衡态的颗粒直径 可表示为 2 18 r kt rv d v μ ρρ − 2 TARJAN认为，从溢流口起始至底流口，半径 等于溢流口半径的圆柱形表面，为颗粒分级的平衡 轨道面内旋流法[15]，如图1所示。庞学诗[16]指出， 底流区域颗粒的堆积效应强烈，使分级平衡轨道面 的2/3可以被有效利用。当颗粒位于该表面时，相 对于流体的滑移速度 o o 3 4π tan /2 ii r v S v Rr rHh θ −⎡⎤ − ⎪⎜ ⎣⎦ 3 式中 i v进料速度； 万方数据 机 械 工 程 学 报 第 53 卷第 2 期期 126 i S 入口横截面积； θ 旋流器锥段角度； o Rr， 旋流器直径、溢流口直径； Hh， 柱段长度、溢流口深度。 图 1 平衡轨道面示意图内旋流法 KELSALL在静态水力旋流器的试验研究中指 出[17]，水力旋流器内部流场为组合涡流动，切向速 度满足关系式 1 12 2 nn v rv r，式中n为固定常数， 与水力旋流器的结构参数有关，对于外旋流，n的 取值范围在0.5～0.9。 在复合型水力旋流器流场中， 由于旋转栅的增旋作用，平衡轨道面至最大切向速 度位置的这段区域内，流体运动应符合准强制涡流 动规律。本课题组通过数值模拟的方法，确定n的 平均取值为-0.58，根据组合涡运动规律，颗粒在分 级平衡轨道面的切向速度可表示为 0.58 s s 0 2π t R vNR r − ⎛⎞ ⎜⎟ ⎝⎠ 4 式中 N旋转栅转速； s R 旋转栅半径。 将以上在平衡轨道理论基础上建立的关系式 整合，最终得到复合型水力旋流器的分离粒径公式 50 0.84 1.1623 0 o 12 150 π tan2/ ii sk v S d Rr RrNHh μ ρρ θ −⎡⎤ −− ⎪⎜ ⎣⎦ 5 在式5中，除黏度μ单位Pas、转速N单位 r/min， 其余均为国际标准量纲。 对于分级粒径dm， 则按照dm1.65d50的关系进行计算。 2 旋转栅结构对流场的影响 目前关于复合型水力旋流器旋转栅方面的研 究相对较少，旋转栅结构及相关参数对流场的影响 效果并不明确。本文以数值模拟为主要手段，分析 旋转栅在不同结构参数下对流场的影响具体模拟 方法见第5.1节，操作参数进料速度2 m/s、旋转 栅转速2 500 r/min、进料质量浓度20。 2.1 栅片长度对流场的影响 栅片长度L选取15 mm、35 mm、55 mm、75 mm 四种规格。图2为轴向截面Z0的切向速度场对 比，L从15 mm增加到35 mm时， 柱段流场的最大 切向速度提高10.3，速度增量0.76 m/s。而L从 35 mm增加到55 mm时，最大切向速度提高2.7， 速度增量0.22 m/s，升速效果明显减弱。当L从55 mm增加到75 mm时，流场的切向速度分布则基本 保持不变。由于流体离开旋转栅后的动能补偿依赖 于压力能的转化，所以流场压力随L的变化规律与 速度变化规律基本相同。 图 2 不同栅片长度下流场的切向速度分布云图 以上结果表明，栅片长度决定旋转栅驱动流体 增旋的时间， 栅片越长， 则流体可达到的转速越高， 离心力场强度就越大。但是，当流体与旋转栅达到 同步转动时，转速不再随栅片长度增加而增大。反 之，栅片长度不足，则会造成流体增旋不充分，无 法达到理想的转速，从而影响分离效果。因此，在 保证流体被充分增旋的前提下，改变栅片长度对流 场无明显影响。 2.2 栅片直径对流场的影响 栅片直径D选取45 mm、55 mm、65 mm、75 mm 四种规格。 图3给出了轴向截面Z0的局部切向速 度场。随着栅片直径增加，流场切向速度依次提高 26.6、17.8和12.9，速度增量逐渐减小。并且， 越靠近壁面区域，切向速度提升越明显，而对于流 场轴心区域，切向速度则变化微弱，故增加栅片直 万方数据 月 2017 年 1 月 应 锐等细颗粒分级复合型水力旋流器结构及工艺参数的优化研究 127 径对外旋流的升速作用更显著。此外，最大切向速 度半径和速度梯度也随着栅片直径增加而增大。综 上所述，增加栅片直径可以有效提高旋转栅对流场 的能量输入，增强离心力场及流场剪切应力。 图 3 不同栅片直径下流场的切向速度分布云图 当栅片直径增加时，旋转栅对流场的能量输入 增大，转化为流体动能的压力能损耗逐渐降低，因 此流场的压力呈上升趋势。图4为轴向截面Z0 的局部压力场，当D从45 mm逐渐增加到75 mm 时，流场压力依次增加了48.7、31.2和14.4， 压力增加值逐渐降低。 图 4 不同栅片直径下流场的压力分布云图 栅片直径对流场的轴向速度也有较大的影响， 从图5所示的零上轴速度分布中可以看出，随着栅 片直径增加，流场的零轴速包络面轮廓逐渐向下延 伸，包络面表面积增大。已有研究指出，零轴速包 络面即为内外旋流的交界面，其大小和形状直接反 映了内外旋流的分布情况，零轴速包络面越大，流 体由外旋流进入内旋流的数量就越多，溢流流量就 越大[18]。 当栅片直径增加时， 流场的切向速度增大， 在离心力场的作用下，流体向壁面扩散运动的趋势 增强，对外旋流具有径向方向的压缩作用，间接扩 大了内旋流占据的空间， 最终使零轴速包络面增大。 此外，提高切向速度使外旋流有足够的动能克服流 体湍动的影响，保持螺旋向下运动的距离更长，有 利于零轴速包络面的轴向扩张。 图 5 不同栅片直径下流场的零上轴速度云图 2.3 栅片数量对流场的影响 以直板栅片为例，栅片数量ns选取4、6、8、 10四种。图6为旋转栅长L/2处横截面的切向速度 场，截面等速线越接近圆形，则流场越稳定旋转栅 逆时针转动。 当ns4时， 最大切向速度为8.24 m/s， 流场不规则运动剧烈，稳定性差；当ns6时，最大 切向速度增至8.79 m/s，流场稳定性提高；当ns8 时，最大切向速度达到9.40 m/s，流场稳定性进一 步提高；当ns10时，最大切向速度为9.36 m/s， 切向速度场已无明显变化。理论上栅片数量越多， 旋转栅对流体的约束作用就越强，流体在相邻栅片 间因惯性力引起的不规则运动就越弱。因此，增加 栅片数量在一定程度上会提高旋转栅的升速效果和 流场稳定性。但在实际情况中，栅片具有一定的厚 图 6 不同数目的旋转栅横截面速度分布云图 万方数据 机 械 工 程 学 报 第 53 卷第 2 期期 128 度，栅片数量过多会造成流通截面积变化过大，使 动态与静态区域的过渡位置出现强烈的紊流，破坏 流场的稳定性，降低分离精度[19]。 2.4 栅片类型对流场的影响 现以六叶旋转栅为例，考虑五种栅片类型1 直板栅片、2后切直板栅片、3前切直板栅片、4后 切涡轮栅片、5前切涡轮栅片。其中，栅片2、4的 发散方向与旋转方向相反， 栅片3、5的发散方向与 旋转方向相同。图7为旋转栅长L/2处横截面的切 向速度场，且旋转栅逆时针转动。通过对比发现 栅片1对流体的升速效果较差， 最大切向速度为8.9 m/s， 栅片与壁面间隙的剪切效应强烈， 流场的稳定 性较好；栅片3、5的升速效果较好，最大切向速度 分别为9.72 m/s和9.63 m/s，而速度分布并不规则， 流场稳定性较差； 栅片2、4的升速效果和速度分布 则处于中间水平，最大切向速度均为9.4 m/s。另一 方面，当栅片发散方向相同时，涡轮栅片对流体的 升速效果优于切向直板栅片，而在流场稳定性方面 弱于后者。 图 7 不同栅片类型的旋转栅横截面速度分布云图 栅片类型同时会造成颗粒向壁面扩散效果的 差异。 在旋转栅上依次等距离选取4个参考横截面， 通过每个横截面的密度分布变化间接反映出颗粒向 壁面的扩散运动情况。如图8所示，以涡轮栅片为 例当旋转栅逆时针转动，使用栅片4增旋时，颗 粒的扩散效果很好，在通过旋转栅之前就已均匀扩 散至壁面；而颗粒在栅片5的表面则出现了堆积现 象，扩散效果较差。栅片5的升速效果优于栅片4， 颗粒受到离心力的作用较强，理论上栅片5更有利 于颗粒向壁面扩散。但是，当栅片发散方向与旋转 方向相同时，栅片对流体作用力的径向分量指向轴 心，部分流体沿栅片表面向轴心运移并在相邻栅片 之间形成循环涡流，阻碍颗粒向壁面移动，造成部 分颗粒在栅片表面堆积，降低分离效果。而栅片4 的发散方向与旋转方向相反，栅片对流体作用力的 径向分量指向壁面，有利于颗粒向壁面扩散，从而 达到更好的分离效果。同理，切向直板栅片对颗粒 扩散的影响规律与涡轮栅片类似。 图 8 旋转栅轴向横截面的密度变化云图 3 复合型水力旋流器结构及参数 复合型水力旋流器在油水分离作业中，流场剪 切应过大会造成油相乳化，降低分离效率[20]，多采 用轴向进料方式。对于颗粒分级，则无须考虑这一 不利因素，可采用切向进料方式，降低流体与旋转 栅接触时的相对速度以减轻流体与栅片的碰撞。并 且，切向进料有助于降低流场的轴向速度，增加颗 粒在流场中的停滞时间，提高分离效果[21]。复合型 水力旋流器基本结构参数如图9所示。 图 9 复合型水力旋流器结构参数示意图 工业上应用的FX75型固－液水力旋流器在额 定工况下的分级粒径为10～70 μm，与电石渣颗粒 的分级目标粒径基本吻合。故参照FX75型水力旋 流器基本结构参数，综合式5给出的分离粒径预测 模型，最终确定复合型水力旋流器静态壳体结构参 数，如表1所示，其中锥角θ6。 旋转栅结构参数确定遵循以下原则① 在保 证流体被充分增旋的前提下， 缩短栅片长度； ② 尽 量增大旋转栅直径，使流体达到更高的切向速度， 万方数据 月 2017 年 1 月 应 锐等细颗粒分级复合型水力旋流器结构及工艺参数的优化研究 129 同时要避免栅片与壳体接触； ③ 在保证升速效果的 同时，减小栅片数量，避免出现过渡紊流；④ 栅片 类型需要综合考虑升速效果、颗粒扩散效果以及制 造工艺。最终确定旋转栅结构参数如表2所示。 表 1 静态壳体结构参数 mm 直径 D 入口 直径 di 溢流口 直径 do 底流口 直径 du 柱段 长度 H 溢流口 深度 h 75 14 20 10 40 10 表 2 旋转栅结构参数及类型 栅片长度 L/ mm 栅片直径 Ds/ mm 栅片数量 ns 栅片类型 55 65 6 后切直板 按照以上结构参数制作试验样机，当旋转栅转 速在900～3 000 r/min、 进料速度V为1～3 m/s时， 根据式5计算得出，该复合型水力旋流器的预测分 级粒径dm为16～97 μm，理论上可达到分离目标。 4 电石渣颗粒分离试验 本文通过二次正交旋转组合试验设计，在结构 参数确定的条件下，验证复合型水力旋流器分离效 果，判断各因素对参考指标影响的显著性，且不排 除各因素之间的交互作用。在此基础上，进行多元 非线性回归分析，建立操作参数与分离指标的数学 模型，通过曲面响应法确定最佳操作参数。试验装 置如图10所示。 图 10 复合型水力旋流器分离试验装置 如表3所示，本试验为3因素5水平正交组合 试验。试验因素包括入口进料速度V m/s，旋转 栅转速N r/min，电石渣浆质量分数C 。参考 指标包括 分级粒径dm μm， 溢流颗粒粒径最大值； 目标颗粒分离效率E ，溢流中0～70 μm颗粒质 量与分离前0～70 μm颗粒质量的比值；分股比S， 底流流量与溢流流量比值；分离精度系数H，分离 效率25与分离效率75对应的颗粒粒径之比；处 理量Q kg/h，每小时分离电石渣颗粒的质量。 表 3 二次正交旋转组合试验表 因素 指标 组号 入口进料速度 V/ m/s 旋转栅转速 N /r/min 电石渣浆质量浓度 C 分级粒径 dm /μm 目标颗粒分离效率 E 分股比 S 分离精度系数 H 处理量 Q/ kg/h 1 2.2 2 600 10.0 44 55.8 0.182 0.465 198 2 2.2 800 22.0 75 77.5 0.466 0.433 436 3 0.8 2 600 22.0 56 64.6 0.494 0.442 158 4 0.8 800 10.0 42 30.9 2.026 0.486 72 5 0.5 1 700 16.0 51 41.9 0.949 0.46 72 6 2.5 1 700 16.0 40 60.9 0.325 0.515 360 7 1.5 427 16.0 49 63.0 0.735 0.513 216 8 1.5 2 973 16.0 115 69.7 0.255 0.447 216 9 1.5 1 700 7.5 36 59.1 0.220 0.517 101 10 1.5 1 700 24.5 70 92.1 0.351 0.461 331 11 1.5 1 700 16.0 35 66.3 0.287 0.507 213 12 1.5 1 700 16.0 37 68.1 0.306 0.536 216 13 1.5 1 700 16.0 43 65.3 0.299 0.498 218 14 1.5 1 700 16.0 42 69.9 0.284 0.499 212 15 1.5 1 700 16.0 43 68.4 0.287 0.497 220 各因素关于参考指标的显著性水平如表4所示 CV，且因素V对dm无显 著 影 响 ， 多 因 素 交 互 作 用 的 显 著 性 顺 序 为 VCVNCNCVN，其中VN无明显交互作用；对于 分离效率E， 单因素影响显著性的主次顺序为CVN， 万方数据 机 械 工 程 学 报 第 53 卷第 2 期期 130 因素C影响极显著，多因素交互作用的显著性顺序 为VNCNCVNVC，且V、N、C任意两因素间均 无明显交互作用；对于分股比S，单因素的影响均 为极显著，且因素之间均存在极显著的交互作用； 对于分离精度H，单因素影响显著性的主次顺序为 NCV， 多 因 素 交 互 作 用 的 显 著 性 顺 序 为 VNCNCVCVN，其中VN无明显交互作用；处理 量Q则是通过入口流量与电石渣浆的浓度计算得 出，V与C影响极显著，VC交互作用极显著，因 素N取值与其无关。 表 4 方差计算结果 因素 dm E S H Q V 0.138 0 0.000 6 S。 另一方面， 从能耗以及流场稳定 性的角度考虑，旋转栅转速N尽量选取较小值。通 过曲面响应法确定最佳操作参数为进料速度 V2.1 m/s，旋转栅转速N1 205 r/min，电石渣浆质 量浓度C22；此时对应的分离指标为分级粒径 dm70 μm，分离效率E81.3，处理量Q406.7 kg/h，分离精度H0.459，分股比S0.426。 5 复合型水力旋流器数值模拟 对于复合型水力旋流器流场的基本特性，则无 万方数据 月 2017 年 1 月 应 锐等细颗粒分级复合型水力旋流器结构及工艺参数的优化研究 131 法通过试验结果反映。通过Fluent软件对复合型水 力旋流器进行数值模拟，同时设置静态水力旋流器 作为对照，从流场的压力、切向速度和轴向速度方 面，揭示复合型水力旋流器的优劣势。 5.1 数值模拟方法 在试验优化出的最佳工艺参数基础上，建立两 种水力旋流器的流域模型，且基本结构参数一致。 为了保证网格的高质量，模型采用分区域离散化， 主要选用六面体网格结构化生成方式，部分为六面 体网格cooper生成方式。逐步缩小网格尺寸，进行 网格无关性检验，最终确定复合型水力旋流器图 12动态区域的网格大小为1 mm，静态区域网格大 小为2 mm，网格数量30万左右。静态水力旋流器 网格大小为2 mm，网格数量20万左右。 模型入口为速度进口，溢流和底流为压力出 口，利用Moving Mesh模型模拟旋转栅的转动，颗 粒相通过Mixture模型模拟。 流体连续性方程和N-S 方程通过雷诺应力方程封闭，压力速度耦合使用 SIMPLEC算法，QUICK差分格式。非稳态求解模 式，时间步长为0.000 1 s，为保证流场逐渐趋于稳 定，模拟时间长度为5 s。 图 12 复合型水力旋流器网格示意图 5.2 压力场对比 如图13所示，复合型动态水力旋流器的压力 场分布规律与静态水力旋流器基本相同，在同一轴 向位置，压力值从壁面沿径向逐渐降低，并在轴心 区域达到最小值[22]。通过对比，复合型水力旋流器 最大压力位于动态区域壁面，最大压力值为14.37 kPa，平均压力梯度为414.48 kPa/m；静态水力旋流 器入口附近的压力最大，最大压力值为7.58 kPa， 平均压力梯度为197.25 kPa/m。流场压力越高，流 体动能损耗的补偿越好，即可保证水力旋流器的离 心力场强度，提高颗粒的分离效果。另一方面，复 合型水力旋流器同时具有较高的压力梯度，颗粒受 到的向心浮力更大。但是，对于颗粒平衡状态及径 向运动趋势的判断，还需要综合流场的切向速度分 布情况进行分析。 图 13 压力分布对比 5.3 切向速度场对比 流场的切向速度是水力旋流器进行离心分离 的基本前提，对分离效率的影响十分显著，切向速 度越大，离心力场越强，分离效果就越好[23]。水力 旋流器的流场呈典型的“双涡”形态，自由涡切向 速度随半径减小而增大，强制涡切向速度随半径减 小而减小，这种组合涡流场有利于颗粒的分离[24]。 如图14所示， 两种水力旋流器的切向速度分布规律 基本一致，在同一轴向截面，切向速度沿径向先增 大后减小。对于整个流场，柱段区域的切向速度较 大，离心力场强度高，是颗粒分离的主要区域，随着 轴向位置降低，切向速度逐渐衰减，分离作用减弱。 图 14 切向速度分布对比 万方数据 机 械 工 程 学 报 第 53 卷第 2 期期 132 通过对比，复合型水力旋流器流场的切向速度 要明显高于静态水力旋流器，最大切向速度达到 4.29 m/s， 而后者最大切向速度为2.27 m/s仅位于入 口区域， 这是其分离性能优于静态水力旋流器的最 主要原因。根据流场压力及切向速度分布情况，对 颗粒径向受力分析发现，在复合型水力旋流器流场 中，颗粒向壁面的运动趋势更强，因此更适用于细 颗粒的分级作业。其次，复合型水力旋流器流场的 切向速度具有更好的对称性，流场更为稳定，能够 有效减少粗、细颗粒间的“掺混”。再次，复合型 水力旋流器切向速度场的平均速度梯度为114.67 s -1，明显大于静态水力旋流器的 59.65 s -1，因此流 场具有更大的剪切应力，有利于破坏细颗粒之间的 凝聚。 5.4 轴向速度场对比 流场中内旋流和外旋流的轴向速度方向相反， 在内外旋流的过渡区域，轴向速度为零的点可构成 一个类似于锥形的液面，即零轴速包络面[25]。理论 上讲， 轴向速度直接决定颗粒在流场内的停滞时间， 轴向速度越低， 颗粒的停滞时间越长， 分离越充分。 如图15所示， 从零轴速包络面的轮廓可以看出， 复 合型水力旋流器内旋流占据的空间要明显大于后 者，所以对于静态水力旋流器，复合型水力旋流器 具有溢流流量大、分股比小的特点。 图 15 轴向速度分布对比 此外，零轴速包络面的大小还反映了颗粒有效 分离区域的大小，零轴速包络面的表面积越大，越 有利于颗粒的分离[26]。另一方面，由于旋转栅高速 转动时对外旋流的径向压缩作用，进液量不变的情 况下会加剧流体的轴向扩散，造成外旋流的轴向速 度剧增。 其中， 柱段分离区域最大负向轴速度为1.12 m/s，锥段分离区域最大负向轴速度为0.68 m/s，而 静态水力旋流器的分别为0.53 m/s和0.31 m/s，因 此复合型水力旋流器在颗粒的有效分离时间方面处 于劣势。 6 结论 1 栅片直径对流体的增旋效果起决定性作 用，增加栅片直径，离心力场强度明显提高，并且 增大内旋流占据的空间，提高溢流流量；栅片长度 决定了流体的增旋时间，在流体被充分增旋的前提 下，改变栅片长度对流场无明显影响；增加栅片数 量在一定程度上可以提高离心力场强度和流场的稳 定性，但栅片数量过多则会导致流场湍动加剧。 2 栅片发散方向与旋转方向相同时，升速效 果好但流场稳定性差， 颗粒在栅片表面有堆积现象； 栅片发散方向与旋转方向相反时，升速效果和流场 稳定性居中，颗粒向壁面的扩撒效果好；栅片径向 发散时，升速效果差，流场稳定性好。发散方向相 同的涡轮栅片和切向直板栅片， 前者的升速效果好， 但是流场稳定性较差。 3 试验结果表明，对于不同分离指标，操作 参数影响的显著性程度也不相同。通过曲面响应法 得出，当入口速度2.1 m/s，旋转栅转速1205 r/min， 进料浓度22时，综合分离效果最佳。分离效果指 标为分级粒径70 μm，分离效率81.3，处理量 406.7 kg/h，分离精度0.459，分股比0.426。 4 根据模拟结果，在相同工况下，复合型水 力旋流器的流场压力为14.37 kPa， 是静态水力旋流 器的2倍，最大切向速度为4.29 m/s，也是静态水 力旋流器的2倍，并且溢流流量相对较高。因此， 复合型水力旋流器在离心力场强度、流场的动能补 偿、分离效率方面均具有一定的优势。但是，复合 型水力旋流器的最大负向轴速度为1.12 m/s，而静 态水力旋流器的最大值为0.53 m/s，在颗粒的有效 分离时间方面， 复合型水力旋流器则相对处于劣势。 参 考 文 献 [1] 汪远波，沈岳松，祝社民. 电石渣的资源化利用[J]. 环 境工程，2008，26S1256-258. 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