底流管直径对旋流防阻机性能的影响

田金乙，倪龙，赵加宁



底流管直径对旋流防阻机性能的影响

田金乙，倪龙，赵加宁

（哈尔滨工业大学市政环境工程学院，黑龙江哈尔滨 150090）

为考察由旋流分离器和引射回流装置组成的污水旋流防阻机在不同底流管直径下的分离性能，进行了砂水分离实验和生活污水除污实验。实验结果显示：连续底流的旋流防阻机与封闭集污槽的旋流分离器相比，前者具有更高的分离效率，且能量损失增加基本可以忽略。相比Kelsall提出的折算分离效率，提出了更加适合旋流防阻机的综合考虑分离效率和热泵系统可用水量的综合分离效率。该旋流防阻机的最优底流管直径为5～10 mm，即最优底流管直径与溢流管直径比值为12.5%～25%。此时，污水旋流防阻机对原生生活污水中小于4 mm污杂物的分离效率为92.6%～94.3%，分流比为1.32%～2.54%。这说明通过旋流分离机制，可以达到污杂物暂离，净水取热的条件。另外，分流比与底流管直径呈正比。

旋流分离器；底流管直径；连续底流；废水；回收；多相流

引 言

污水源热泵作为一种节能装置在国内外得到了一定规模的应用[1-2]，然而其发展一直受到污水换热器堵塞和结垢问题的限制。为了从根本上解决这一难题，国内先后出现了许多用于污水换热器防阻防垢的样机和专利[3-6]，但大多数的工作原理都是“过滤+反洗”，然而在实际应用中却出现了一些不可避免的问题，例如过滤网孔越小，反冲洗所需压力就越大，静压损失（即反冲洗的能量损失）也越大。实际上，对于原生污水的污水源热泵，污水取水量大、污杂物含量高，如10000 m2建筑，其冬季供热工况下污杂物流量高达76 kg·h-1，而夏季供冷工况下污杂物流量高达115 kg·h-1[5]，常规的过滤装置很难承担过大的过滤负荷。

旋流分离器迄今已有一百多年历史。它具有分离效率高、分流比小、无运动部件等优点[7]，已经广泛应用于化工[8]、矿业[9]、食品[10]、生物[11]等各个领域的分离作业中，而将旋流分离器用于污水源热泵的除污，则需要大容量的集污槽、排污操作频繁，而且排污后的污杂物不易处理。为此提出专门用于污水源热泵的由旋流分离器和引射回流装置组成的污水旋流防阻机[12]。事实上，与下端是封闭集污槽的传统旋流分离器相比，连续的底流还可以提高旋流分离器的分离效率[13]。

为提高旋流分离器的分离效率，拓展应用领域，研究人员对其结构形式[14]、几何参数[15]、操作参数[16]等不断优化。其中，底流管直径或底流管与溢流管直径的比值，是影响其性能的一个重要参数[17]。目前这些研究主要是针对下端是封闭集污槽的传统旋流分离器展开的[17-19]。而对连续底流旋流防阻机而言，底流管直径的影响不得而知。因此，本文主要研究不同底流管直径下连续底流污水旋流防阻机的分离性能，并与传统的下端为封闭集污槽的旋流分离器相关研究进行对比。

1 实验方案

污水旋流防阻机实验台（图1）主要由污水旋流防阻机、污水箱、搅拌器、螺杆泵等组成（表1）。其中，污水旋流防阻机由上部的旋流分离器和下部的由排污管、回流管和排水管组成的引射回流装置组成。

表1 实验设备

与传统的下端为封闭集污槽间歇排污的旋流分离器不同的是，污水旋流防阻机的下端是连续底流，即利用从溢流口流出的污水连续冲走从底流管排出的污杂物。底流口下端是自上而下呈渐扩形的排污管，底流在流经排污管时流速降低、静压增大。考虑到溢流流量显著大于底流流量，且回流管直径等于排污管最下端口径，所以回流流速明显高于排污管出口流速，而回流管静压也明显小于排污管静压。因此，在压差的作用下，便构成了回流污水引射底流污水的条件。另外，排污管45°的倾角也使回流污水和底流污水的流向相似，便于回流污水引射冲走从排污管流出的污杂物。而在实际工程中，从溢流口流出的除污后的污水先送入污水换热器进行换热，然后回流至回流管，在引射回流装置中将从排污管流出的污杂物冲走，起到净水取热、连续排污的作用。

实验中所用测量仪器的参数如表2所示。测定方法为：用1000 ml的塑料量杯取样，静置5 min后用塑料量杯读取水样体积，然后将水样缓缓倒入由孔径为75 μm的软不锈钢滤网、布氏漏斗、抽滤瓶、瓶塞、医用橡胶管和真空泵组成的抽真空过滤系统进行过滤。再将过滤后带有污杂物的不锈钢滤网放入培养皿，在电热鼓风干燥箱中105℃下烘干12 h以上，然后在高精度电子天平中称重，根据过滤前后质量变化计算出所取水样中污杂物的质量和浓度。

表2 测试仪表

为考察不同底流管直径下污水旋流防阻机的分离性能，进行了不同底流管直径下的砂水分离实验和生活污水分离实验。砂水实验中所用砂水是由7.045 kg、75～250 μm的建筑用砂（堆积密度为1506 kg·m-3）和0.570 m3自来水在污水箱中混合制成的。其中建筑用砂先在烘箱中烘干，再依次用孔径为75mm和250mm不锈钢滤网筛分得到。原生生活污水实验中所用生活污水取自黑龙江省哈尔滨市某住宅小区窨井，该小区雨污合流。实验前，先用孔径为4 mm的不锈钢滤网对原生生活污水进行过滤。实验所用污杂物包括腐烂的植物叶子（茎）、淤泥、纸、头发、纤维、粪便等。实验中底流管直径为0～25 mm。此外，设定：入口压力约为0.40 MPa，入口流量约为4 m3·h-1，溢流管直径为40 mm，溢流管长度为265 mm。

2 分离效率

分离效率为底流中污杂物质量流量与入口污杂物质量流量的百分比，可由式（1）计算得到。

然而，对于连续底流旋流分离器，一些连续相伴随着离散相进入底流，这样，总流（即入口流量）被分为底流和溢流两部分。在这个过程中，旋流防阻机起到了分流器的作用，常用分流比表示旁通流量的大小。分流比为底流体积流量与入口体积流量的比值，利用式（2）计算[13]

对式（1）而言，分流作用的存在会提高分离效率。而且，极端情况下，即旋流分离器仅为一个分流设备而无分离作用时，o=i，由式（1）计算得到，=≠0。因此，在考察分离设备分离性能时，希望考察分离设备的净分离效果，即扣除死通量造成的分离效果后的净分离效率。目前应用最广的公式是Kelsall[20]提出的公式，即式（3）

由式（3）可知，当旋流分离器仅为一个分流设备而无分离作用时，o=i，′=0。但当o=0时，对"0，=1，′=1。而当00，即1时，′≡1，此时其实没有分离，旋流分流器仅作为一个流通管道，并没有产出，=1，′=1的计算结果并不合理。

式（3）的推导过程中，为得到分离设备的净分离效果，除了在底流口分散相计算中扣除分流作用的影响外，在入口流量的计算中也扣除了相当于分流比的流量。考虑到本文设计的污水旋流防阻机主要用作污水源热泵前处理污水除污，目的是为了回收污水中的低位热能，需要同时实现较高的分离效率和较低的分流比。对污水旋流防阻机而言，分流会造成可利用的水量减少，从而降低热交换量。为此，本文提出更加适合污水旋流防阻机的综合分离效率，″

即

″=-(4)

式（4）的合理性表现为：

（1）当o=i时，=≠0，不合理；此时，′=0，″=0，合理；

（2）当o=0时，对"o，=1，′=1，″=1-；而当o0，1时，′≡1，不合理，而″=0，合理。

对于污水源热泵而言，″=-反映了两方面的意义：① 分离效率；② 可利用水量。当较小时，″≈′。

3 结果与讨论

3.1 分离效率

图2显示了底流管直径对3种分离效率的影响。由图2可知，无论是对砂水还是对污水，底流管直径对3种分离效率的影响均很大。当底流管直径大于0时，分离效率随着底流管直径的增加而缓慢增加，分离效率高且稳定：砂水分离效率为99.96%～100.00%，而污水分离效率为94.32%～97.22%。而当底流管直径降为0时，分离效率降低很快，尤其是生活污水的分离效率。另外，当底流管直径相同时，砂水分离效率均高于污水分离效率，这是因为一方面实验所用砂子的密度比污杂物密度大，易于分离；另一方面密度比砂子密度小的污杂物比砂子更容易发生“溢流跑粗”。“溢流跑粗”即已经被分离的粗/重颗粒在溢流的夹带作用和颗粒的碰撞作用下随溢流流出而不是随底流流出的现象。

总体来说，底流管直径与分离效率呈正比，而与分离效率随底流管直径的变化率呈反比。这说明只要底流管直径不太小（即≥ 10 mm），分离效率就会高且稳定。相同条件下，本文设计的下端是连续底流的污水旋流防阻机与传统的下端是封闭的集污槽的旋流分离器相比，分离效率更高。这与Svarovsky[13]的观点一致。其原因是：引射回流装置的存在促进了底流污杂物的及时排出，减轻甚至消除了底流中的内部循环流，从而减少了“溢流跑粗”的发生，提高了分离效率。

由于分离效率较高，由图2可知，无论是污水还是砂水，其折算分离效率与分离效率都非常接近，尤其是砂水。另外，根据折算分离效率的定义可知，污水实验和砂水实验中死通量造成的分离效率很小。然而，由图2可知，在底流管直径从0逐渐增加到25 mm的过程中，即底流管直径与溢流管直径比值从0逐渐增加到62.5%的过程中，砂水分流比从2.08%逐渐增加到了22.07%，而污水分流比也从0逐渐增加到了34.75%。尤其是当底流管直径为15～25 mm时，砂水分流比较污水分流比增加较快，其对可利用水量的影响不可忽视。折算分离效率′无法反映这种影响。而由图2可知，本文提出的综合分离效率″考虑了分流比大小对可利用水量的影响。当且仅当底流管直径为5～10 mm，即底流管直径与溢流管直径比值为12.5%～25%时，综合分离效率才保持在较高水平，即同时实现了较高的分离效率和较低的分流比。此时，污水分离效率为92.60%～94.33%，分流比仅为1.32%～2.54%，综合分离效率高达91.28%～91.79%。而当底流管直径小于5 mm时，虽然分流比很小（0～2.08%），但是分离效率太低，而当底流管直径为15～25 mm时，虽然分离效率较高，但此时分流比过大。

图3显示了入口浓度与溢流浓度随底流管直径的变化情况。如图3所示，当底流管直径为10～25 mm时，砂水入口浓度和污水入口浓度分别为4.1～5.4 kg·m-3和2.6～3.6 kg·m-3，而砂水溢流浓度和污水溢流浓度分别为0.0003～0.0024 kg·m-3和0.14～0.17 kg·m-3，这说明，当底流管直径在10～25 mm之间变化时，无论在砂水实验还是在污水实验中，污水旋流防阻机对污水和砂水的分离效果都很好，并且此时溢流浓度较平稳，基本不受入口浓度波动的影响。而当底流管直径为0时，砂水和污水入口浓度均最低，溢流浓度最高。入口浓度最低是因为部分污杂物停留在底部圆锥段中。上述实验结果再次证明连续底流的污水旋流防阻机与封闭集污槽的旋流分离器相比具有更低的溢流浓度和更高的分离效率。

3.2 压差和能量损失

本文中的Do和Du均由入口压力减去另一压力得到。由于Du的测点位于可更换的底流管下游，所以当底流管直径为0时，无法测得Du。由图4可知，无论在砂水实验中还是在污水实验中，随着底流管直径的增加，Do缓慢增加，Du缓慢下降，但变化均不大。

实际上，对于传统的固液旋流分离器来讲，其能量损失仅用入口和溢流口的压差Do来表示[7]。但是，对于污水旋流防阻机而言，由于其底流流量不能忽略，且底流动能和溢流动能都可以回收，所以，污水旋流防阻机的能量损失D需要同时考虑溢流和底流两部分压降的影响，可以利用式（5）计算得到[7]

D=Do(1-)+Du(5)

利用式（5）计算得到旋流防阻机的能量损失如图5所示。由图5可知，随着底流管直径的增加，样机能量损失都缓慢增加。在底流管直径从0增加到25 mm的过程中，砂水实验中污水旋流防阻机的能量损失由11.15 kPa逐渐增加到了15.12 kPa，而生活污水实验中其能量损失由10.76 kPa逐渐增加到了12.05 kPa。可见，污水旋流防阻机的能量损失较小，为10～20 kPa。另外，图5显示，在相同条件下，污水实验中样机的能量损失比砂水的小。这是由不同种类污水的流变特性和流动特性的不同造成的。

4 结 论

（1）分离效率随着底流管直径的增加而增加。当底流管直径为5～25 mm时，污水旋流防阻机对原生生活污水中粒径小于4 mm的污杂物的分离效率为94.3%～97.2%，对75～250 μm细砂的分离效率为99.96%～100%，即通过旋流分离机制，可以很好地达到污杂物暂离，净水取热的条件。

（2）连续底流的污水旋流防阻机与封闭集污槽的旋流分离器相比，具有更高的分离效率，样机能量损失略有增加，基本可以忽略。旋流防阻机能量损失随着底流管直径增加而缓慢增加，但变化不大（<1.22 kPa），为10～20 kPa。

（3）提出了更加适合污水旋流防阻机的综合分离效率，该效率考虑了分离效率和分流比的影响。实验表明，当底流管直径为5～10 mm，即底流管直径与溢流管直径比值为12.5%～25%时，旋流防阻机可以获得较高的综合分离效率，即同时具有较高的分离效率和较小的分流比。

符 号 说 明

ci——入口污杂物（或砂子）浓度，kg·m-3 co——溢流污杂物（或砂子）流量，kg·m-3 cu——底流污杂物（或砂子）流量，kg·m-3 E——分离效率，% E′——折算分离效率，% E″——综合分离效率，% F——分流比，% Dp——污水旋流防阻机的能量损失，kPa Dpo——入口与溢流口的压差，kPa Dpu——入口与底流口的压差，kPa Qi——入口污水（或砂水）流量，m3·h-1 Qo——溢流污杂物（或砂子）流量，m3·h-1 Qu——底流污杂物（或砂子）流量，m3·h-1

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Effect of underflow pipe diameter on performance of hydrocyclone anti-blockage device

TIAN Jinyi, NI Long, ZHAO Jianing

(School of Municipal and Environmental Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150090, Heilongjiang, China)

Separation performance of a sewage-hydrocyclone anti-blockage device consisting of a hydrocyclone and an ejector-reflux component was studied on sand-water and domestic sewage with various diameters of underflow pipe. Experimental results demonstrated that the hydrocyclone anti-blockage device with continuous underflow had higher separation efficiency but negligibly higher power consumption than conventional hydrocyclones with a closed “grit pot”. Contrary to the Kelsall’s conversion separation efficiency, a more comprehensive separation efficiency for the hydrocyclone anti-blockage device was proposed to include separation efficiency of the device and amount of available water for heat pump system. Under the optimum diameter of underflow pipe in the range of 5 mm and 10 mm,., the optimum diameter ratio of the underflow pipe to the vortex finder between 12.5% and 25%, the sewage-hydrocyclone anti-blockage device had the separation efficiency of 92.6%—94.3% and the split ratio of 1.32%—2.54% for foulants of sizes < 4 mm in untreated domestic sewage. The split ratio was proportional to the underflow pipe diameter. Therefore, hydrocyclone separation could isolate foulants temporarily, clean water and recycle heat from sewage.

hydrocyclone; underflow pipe diameter; continuous underflow; waste water; recovery; multiphase flow

2016-05-09.

NI Long, nilonggn@163.com

10.11949/j.issn.0438-1157.20160622

X 703.3

A

0438—1157（2016）10—4219—06

教育部留学归国人员科研启动基金项目（第46批）；建筑安全与环境国家重点实验室2012年开放课题。

2016-05-09收到初稿，2016-07-18收到修改稿。

联系人：倪龙。第一作者：田金乙（1987—），男，硕士。

supported by the Scientific Research Foundation for the Returned Overseas Chinese Scholars (46th) and the State Education Ministry and the Opening Funds of State Key Laboratory of Building Safety and Built Environment.