进料体积分数对旋流分离柱分离性能的影响

侯端旭, 魏德洲, 崔宝玉, 赵 强

(东北大学 资源与土木工程学院, 辽宁 沈阳 110819)

水力旋流器因其结构简单、操作方便、处理能力大、占地面积小等优势,广泛应用于选矿、化工、能源、环保等领域[1-2].旋流分离柱作为水力旋流器的一种特殊形态,其整个器壁由柱段组成而无锥段.目前,旋流分离柱主要应用于一段闭路磨矿-分级作业,并取得了较好的应用效果.但由于对旋流分离柱分离机理认识不足,导致目前生产实践中仍主要采用经验方法进行调控,带来了诸多不便和问题.

水力旋流器的分离性能主要由结构参数、操作参数和物性参数决定,了解操作参数-分离性能之间的影响机制对于水力旋流器的调控具有十分重要的意义[3].其中,进料体积分数对于水力旋流器分离性能的影响不容忽视.Zhang等[4]发现随着进料体积分数的增加切向速度和轴向速度均降低,随循环流运动的颗粒量增加.Li等[5]发现进料体积分数小于9%时,分离粒度随进料体积分数的增加而降低,当进料体积分数大于9%时则相反.Kumar等[6]认为进料体积分数的增加导致湍流强度增加,流场稳定性降低.较为遗憾的是,近年来针对旋流分离柱的研究较少,这不利于拓宽旋流分离柱的应用领域[7].

随着高性能计算的发展,计算流体力学(CFD)在水力旋流器分离过程的研究中发挥了不可替代的作用,广泛应用于水力旋流器工艺参数-分离性能之间影响机制的研究中[8-9].本文基于数值模拟方法系统考察进料体积分数对旋流分离柱分离性能及颗粒运动行为的影响.本研究可为旋流分离柱生产调控提供指导,促进对旋流分离柱分离机理的认识.

1 数学模型

1.1 数学模型及条件

本文采用双流体模型(TFM)计算水力旋流器内气-液-固三相流运动,以获得水力旋流器分离性能以及颗粒运动行为.其控制方程如下:

连续性方程:

(1)

动量方程:

(2)

本文采用RSM雷诺应力模型计算湍流,该模型可以较好地预测旋流分离柱内各向异性湍流,同时计算量低于LES模型[10-11].

RSM模型中,Reynolds应力运输方程为

(3)

式中：DT,ij,Pij, øij,εij以及Fij分别为湍流扩散项、压应力产生项、压力应变项、耗散项以及浮力产生项.

1.2 边界条件

试验所采用的Φ200 mm旋流分离柱模型结构尺寸及网格划分如图1所示.整个计算域被划分为178 882个六面体网格,为了更好地捕捉流场的细微变化对壁面、溢流管、沉砂口以及柱段底部附近的网格进行了加密.这种网格格式对于Φ200 mm旋流分离柱数值解是网格无关的.试验所采用的石英样品由7个粒级组成,由平均粒度代表每个粒级,样品粒度组成如表1所示,试验所采用的进料固体体积分数分别为1%,7.5%,10%,16.68%,20%,其他参数保持不变.

图1 旋流分离柱结构尺寸及网格划分(单位:mm)

表1 进料中各粒级的粒度分布

数值试验的边界条件设定为:旋流分离柱入口采用速度入口,入口速度为3 m/s;溢流口与底流口均采用压力出口,两个出口的压力为1个大气压,空气相回流分数为1;水和空气均采用无滑移壁面条件，而颗粒相则采用0.6的镜面系数.

1.3 模型验证

将数值模型应用于物理试验之前有必要对其进行验证.首先,基于激光多普勒速度计(LDV)的实测结果对气-液两相流场进行了验证.需要指出的是Φ200 mm有机玻璃模型机械加工困难,本文采用Φ100 mm的旋流分离柱进行气-液两相流场验证,结果如图2所示.

由图2可以发现,数值模拟与LDV测试所获得的速度分布趋势基本一致,仅在空气柱附近存在一定差异,这可能是空气柱的不稳定性导致的.

图2 数值模拟与LDV测试速度分布对比

通过对比数值模拟和试验所获得的分配曲线对气-液-固三相流模型进行了验证.旋流分离试验所采用Φ200 mm旋流分离柱与本文所采用的操作参数和结构完全一致,结果如图3所示.由图3可知,两种方法获得的分配曲线吻合度较高,但细颗粒在沉砂中的分配率存在一定差异.

基于以上分析可以认为,本文所采用的数值模型能够合理地模拟旋流器分离柱流场和分离性能,可以用于定性分析.

图3 数值模拟与试验分配曲线对比

2 进料体积分数对旋流器分离柱分离性能的影响

进料体积分数对旋流分离柱分离性能的影响如图4所示.由图中可以发现,进料体积分数对旋流分离柱分离性能影响较大,这与Trawinski的观点是不一致的[12].Trawinski认为旋流分离柱底部存在循环流,分离粒度主要由底流流量控制,基本不受进料体积分数的影响[12].由图4可知,随着进料体积分数的增加,各粒级在底流中的分配率降低,分离粒度增加.当进料质量分数超过16.86%时,部分粗颗粒进入溢流,导致溢流出现跑粗现象;当进料体积分数较小时,大量细颗粒进入底流,底流夹细现象严重.进料体积分数对10 μm颗粒在沉砂中的分配率整体影响较小,这可能是因为细颗粒在沉砂中的分配率基本与分流比一致.

图4 进料体积分数对旋流分离柱分离性能的影响

3 进料体积分数对旋流分离柱颗粒分布特性的影响

颗粒体积分数分布反映了颗粒在旋流分离柱内分布状态,其直接影响旋流分离柱的分离性能.进料体积分数对旋流分离柱颗粒相空间分布的影响如图5所示.

图5 进料体积分数对颗粒相体积分数分布的影响

由图5可以发现,当进料体积分数非常低时,颗粒主要聚集于柱段底部,随着进料体积分数的增加,大量颗粒聚集于旋流分离柱内,导致底流口附近和溢流管下部颗粒的聚集程度增大.大量颗粒聚集于旋流分离柱内部会增加颗粒被内旋流裹挟的可能性,从而导致溢流跑粗现象,减少粗颗粒在沉砂中的分配率,进而导致分离粒度增大,这与图4的结果是一致的.

为进一步了解旋流分离柱内不同粒度颗粒分布特性,对旋流分离柱内颗粒相对体积分数的空间分布进行了分析.为了简便,仅对d=10 μm(细颗粒),d=59.5 μm(中等颗粒),d=150 μm(粗颗粒)3种颗粒相对体积分数进行了分析,结果如图6所示.

由图6可知,当进料体积分数较低时,细颗粒聚集于旋流分离柱内,这增加了细颗粒随外旋流运动的可能性,不利于减少底流夹细;中等颗粒和粗颗粒主要聚集于柱段底部.随着进料体积分数的增加,细颗粒主要聚集于空气柱附近且聚集区域逐渐减少,而溢流管下部中等颗粒聚集程度增加,并占据主导地位,粗颗粒聚集区域进一步增大.随着进料体积分数的进一步增加,粗颗粒大量聚集于旋流分离柱内,这导致粗颗粒被内旋流裹挟的可能性增大,从而出现溢流跑粗现象,并导致粗颗粒在底流中的分配率降低;而细颗粒和中等的聚集区域进一步减小并聚集于空气柱附近,这有助于减少底流夹细现象.综合以上分析可知,随着进料体积分数的增加,旋流分离柱内聚集颗粒的粒度增大,导致中等颗粒和粗颗粒被内旋流裹挟的机率增加,进而导致分离粒度增加.

图6 进料体积分数对特征颗粒相体积分数分布的影响

4 进料体积分数对旋流分离柱颗粒速度的影响

4.1 进料体积分数对旋流分离柱颗粒轴向速度的影响

进料体积分数对3种代表颗粒轴向速度空间分布的影响情况如图7所示,其中轴向速度正值表示方向向上,负值则相反,另外图中旋流分离柱中心白色区域表示空气柱.由图7可知,在旋流分离柱柱段底部附近,颗粒轴向速度发生两次转变,表明颗粒在向底流口运动的过程中必须穿过向上的内旋流区域.随着进料体积分数的增加,细颗粒在向底流口运动的过程中所需穿过的向上内旋流区域呈现增加的趋势,这有助于缓解底流夹细现象.对于粗颗粒,随着进料体积分数的增加,底流口附近向下运动的区域逐渐减少,当进料体积分数达到16.86%时,空气柱附近向下运动的区域消失,这导致大量粗颗粒被内旋流裹挟向上运动,从而恶化分离效果.在溢流管下方,随着进料体积分数的增加颗粒轴向速度向上的区域呈现增加的趋势,这可能导致更多的颗粒随溢流排出.

图7 进料体积分数对代表颗粒轴向速度分布的影响

进料体积分数对Z=-400 mm平面3种代表颗粒轴向速度分布的影响情况如图8所示.由图8可以发现,当进料体积分数非常低(CV=1%)时,颗粒轴向速度均较低,随溢流和沉砂排出的颗粒量均较少.随着进料体积分数的增大,颗粒轴向速度均呈现增加的趋势,这有助于减弱底流夹细现象,但也会导致粗颗粒在溢流中的错配.当进料体积分数达到16.68%时,继续增大进料体积分数，颗粒轴向速度基本不再增加.

图8 进料体积分数对Z=-400 mm平面代表颗粒轴向速度分布的影响

4.2 进料体积分数对旋流分离柱颗粒切向速度的影响

切向速度作为重要的速度分量之一,其决定了颗粒所受到的离心力的大小.进料体积分数对Z=-400 mm平面3种代表颗粒切向速度分布的影响如图9所示.

由图9可知,随着进料体积分数的增加,代表颗粒切向速度均呈现下降的趋势,这是由于进料体积分数较高时,颗粒间相互作用增强,从而导致动量损失增加.较小的切向速度意味着颗粒受到的离心力较小,导致颗粒向内迁移的可能性增大,进而导致体积分数较高时大量颗粒在内旋流区域聚集,这与图5中所示的结果高度一致.

图9 进料体积分数对Z=-400 mm平面代表颗粒切向速度分布的影响

5 结 论

1) 随着进料体积分数的增加,各粒级在底流中的分配率降低,分离粒度增大.提高进料体积分数有助于减弱底流夹细现象,但过高的进料体积分数则导致溢流跑粗.

2) 随着进料体积分数的增加,颗粒在旋流分离柱内的聚集程度增加,旋流分离柱内聚集颗粒的粒度增大,中等颗粒和粗颗粒被内旋流裹挟的可能性增大.

3) 随着进料体积分数的增加,颗粒轴向速度呈现增加的趋势,且底流口附近颗粒向下运动的区域减少.

4) 较高的进料体积分数导致切向速度降低,颗粒所受到的离心力减小,颗粒向内迁移的可能性增大,进而导致颗粒在内旋流区域聚集.