溢流管开缝对旋流器分离性能影响研究

张文华，李东来，刘秀林，张宏斌，郭建华

（齐齐哈尔大学 机电工程学院，黑龙江齐齐哈尔 161006）

分离效率和压降是衡量水力旋流器两个重要性能指标，降低压降可显著降低固液分离能耗，达到节能减排目的。旋流器结构参数主要包括入口结构、柱段结构、溢流管结构、底流管结构以及锥体结构等。其中，溢流管结构是影响水力旋流器压降的重要因素，国内外学者对水力旋流器溢流管长度、直径、插入深度及溢流管结构尺寸进行大量研究。Li 等[1-2]提出了一种厚壁溢流管结构，以增加短路流进入溢流管底端的距离，可将短路流中的颗粒带回溢流管底部的循环流分离区域；刘鸿雁等[3-4]等研究发现薄壁溢流管水力旋流器有利于微细物料中较小颗粒的分离；深入研究旋流器入口与溢流管结构发现，螺旋线进水管、弧形溢流管和抛物面锥组成的新型旋流器[5]，内部旋转流的轴向速度较低，能够延长细颗粒的停留时间，有助于更彻底的分离[6]；采用双溢流管旋流器使旋流器内部流体的切向速度和内部静压力更大，径向速度、轴向速度和湍动能更小，提高分离性能[7]；在带有溢流帽溢流管底部增设锥形凸台结构有效增大旋流器内部切向速度和内旋流轴向速度，增强了离心场强度，可遏制短路流的产生并改善溢流跑粗现象[8-9]；旋流器结构工艺参数的合理匹配，可提高旋流器分离性能[10-11]；溢流管直径增大会减小流场最大切向速度，使内部流场压力减小，中心流体扰动作用下降，增加了进入溢流颗粒的密度和粒度上限，不利于旋流器的分选[12]。刘秀林等[13]等对旋风分离器排气管开缝，可降低压降，提升分离效率；缝隙式排气管可削弱排气管底部区域的湍流强度，改善短路流现象，有效解决常规排气管内中心回流问题，达到降低能量损失，提高分离效率的目的[14]；适当减小常规排气管直径，有利于提高其内部流场分布的对称性，同时增强了旋风分离器的分离性能[15]；刘鹤等[16]通过CFD 模拟发现，引起压降损失改变的主要原因是溢流管内部流场分布的变化；减小排气管半径，可使旋风分离器分离效率增加，压降增加[17]。文献[18-20]设计了锥形溢流管和不同直径直管式溢流管，通过数值模拟的比较研究，认为溢流管直径增大会导致分离与分级效率降低；减小溢流管直径，水力旋流器压降迅速增大；文献[21-22]通过在溢流管顶端加锥台结构减少短路流区域，发现细颗粒分离效率有所提高，而其对于水力旋流器压降无明显影响。

综上所述，目前通过对溢流管结构改进达到降低旋流器压降的相关研究较少，本文设计了一种渐缩开缝型溢流管水力旋流器，可在保持较高分离效率的同时大幅度降低旋流器压降。

1 渐缩开缝型溢流管结构设计

溢流管结构形式对降低旋流器压降起着重要作用，对于圆柱型溢流管，当底流管直径及溢流管内径不变时，底流管与溢流管下端通过液体的面积是固定的，根据Plitt[23]旋流器的压降计算式为

式中：∆P为压降，kPa；Q为生产能力，L/min；Ki为进口料液中固体颗粒的体积浓度，%；D为旋流器半径，m；di为进料管直径，m；hx为溢流口与底流口之间的高度，m ；du为底流口直径，m ；d0为常规溢流口直径，m 。

由式（1）可知，增大溢流管直径，增加了溢流管的过流面积，可减小溢流管内流体流动阻力，降低流体能量损失[16-17]。

但过度增大溢流管直径会降低旋流器分离效率，采用溢流管出口面积不变，缩小底部入口面积的渐缩式溢流管，可减小当量直径，提高旋流器分离效率[24]，渐缩型溢流管当量直径为

式中：dr为溢流管顶端直径，m；dex为溢流管底端直径，m。

通过在渐缩式溢流管底部进行开缝处理，增加溢流管当量直径，可降低旋流器压降，溢流管开缝当量直径公式和开缝面积[25]分别为：

Re雷诺数公式为

式中：ρ为物料密度，kg/m3；µ为物料黏度；KA为圆柱段面积/入口面积比；Vin为进料流速，m/s。

溢流管开缝可降低雷诺数，增加旋流器内流体黏滞力对流场的影响，降低流场中流速的扰动，提高了流场稳定性。

本文将溢流管底部开缝方向设计为：与内旋流流体轴向方向垂直、相反和相同的水平开缝、上倾开缝、下倾开缝3 种方案的旋流器，分别定义为TypeⅡ、TypeⅢ、Type Ⅳ，并将常规旋流器定义为TypeⅠ。对旋流器溢流管进行渐缩开缝可增大溢流管当量直径d0，进而有效降低旋流器压降 ∆P。图1为常规型水力旋流器结构尺寸示意图，图2 为3 种渐缩开缝型旋流器溢流管具体结构。

图1 常规型水力旋流器结构尺寸示意图

图2 渐缩开缝型溢流管结构

2 研究方法

2.1 实验方法

实验装置主要由配料系统、输送系统、旋流分离器和测试仪器仪表组成。为减小实验误差，改进前后的水力旋流器均在相同操作条件下进行实验，并对溢流、底流进行3 次取样取平均值，图3 为水力旋流器实验工艺流程图。其中：TypeⅠ、TypeⅡ、Type Ⅲ、Type Ⅳ为改进前后溢流管实物图。

图3 水力旋流器实验工艺流程图

实验所用物料为玻璃珠细粉与水混合液，质量浓度为1%；用激光粒度仪测得其粒径中值d50为41.52 μm，物料的真实密度为2.6 g/cm3，粒径分布如图4 所示。入口流量由780 mL/s逐渐增至1000 mL/s，采用过滤称重法分别对溢流口与底流口取样进行抽滤、干燥和称重，计算出各水力旋流器的分离效率。实验过程中溢流口与底流口流量通过电磁流量计测量（型号为XFE025Y16F1BM1R），进出口压力通过压 力表测量（型号为Y-60，测量范围为0～ 0.25 MPa）。

图4 玻璃珠细粉粒径分布图

2.2 数值计算方法

2.2.1 计算域

数值模拟研究计算域针对旋流器内部流体的计算域。采用SolidWorks 软件构建4 种型号旋流器三维模型，将绘制的三维模型导入CFD mesh 中进行网格划分，并选取旋流器不同轴向位置截面进行内部流场分析，图5 为水力旋流器轴向截面位置。

图5 水力旋流器轴向截面位置

2.2.2 网格划分

4 种旋流器流体域的网格模型均采用四面体结构化网格，为更好地反映流体运动情况，网格划分过程中对旋流器切向入口等部位进行网格细化，并开展网格无关性检验，降低网格数量对数值模拟结果产生的干扰。由于4 种型号旋流器流体域模型直径及长度相同，以TypeⅠ旋流器为例，将流体域模型划分网格数分别约为 20 万、40 万、60 万、90 万，进行数值模拟。

2.2.3 数值计算方法和边界条件

运用ANSYS Fluent 软件对不同型号旋流器开展数值模拟研究。旋流器中流体的湍流模型选择雷诺应力模型（RSM），并采用标准壁面函数，由于雷诺应力模型在流体进行高强度湍流运动时，能够充分考虑流体旋转引起的应力张量弊端和影响，因此选择雷诺应力模型较为合适。多相流模型选用VOF（VOF Modle）模型，VOF 模型可以得到两种或多种互不相融流体间的交界面，相间界面的追踪是通过求解连续性方程得到的。

旋流器模拟仿真主相为物料混合液，温度为常温，密度为998.2 kg/m3，黏度为0.001 Pa·s；空气相为第二相，密度为1.293 kg/m3，常温黏度为0.000 18 Pa·s，旋流器入口流量设为980 mL/s，溢流口、底流口设置为压力出口，空气回流率设为1。

本次研究的计算方法初始时采用混合液计算，在计算收敛后转为两相计算，隐式瞬态压力-速度耦合方式为SIMPLEC。为利于计算的稳定性，压力梯度采用Green-GaussCellBased，压力离散格式采用PRESTO!，动量离散格式选用Second Order Upvind，湍动能及湍动能耗散率采用1 阶迎风格式，设置收敛残差精度为1×10−5，计算过程中以进出口各相流量均平衡作为计算收敛的判断依据。

2.3 数值方法验证

以旋流器不同位置截面的平均切向速度为检验指标，选取网格数分别为257 614、434 348、662 018和967 732，当网格数增加到约为60 万时，旋流器的平均切向速度值不随网格数的增加而发生变化，图6为TypeⅠ水力旋流器网格无关性验证。

图6 TypeⅠ水力旋流器网格无关性验证

验证TypeⅠ旋流器数值模拟的可靠性，本文对不同截面切向速度与实验值进行对比，图7 为旋流器在不同截面处切向速度数值模拟结果与实验结果对比情况。数值模拟计算出的切向速度值基本接近于实验值。结果表明本文数值模型可以合理预测水力旋流器分离性能，因此将4 种结构网格划分为同一数量级，TypeⅠ、TypeⅡ、TypeⅢ、TypeⅣ旋流器网格数分别为623541、644512、656835、638434。

图7 TypeⅠ旋流器模拟值与实验值对比

3 分离效率与压降分析

3.1 分离效率分析

图8 为入口流量由780 mL/s 增至1 000 mL/s过程中，4 种型号旋流器入口流量与分离效率关系曲线。旋流器入口流量-效率关系曲线与入口流量正相关。分离效率由大到小顺序依次为：TypeⅠ、TypeⅢ、TypeⅡ和Type Ⅳ。其中TypeⅠ效率曲线入口流量在960 mL/s 出现拐点，此时分离效率达到最大值为97.36%；TypeⅡ、TypeⅢ和Type Ⅳ分离效率曲线在980 mL/s 出现拐点，此时分离效率达到最大值，分别为：97.28%、97.18%、97.13%。在高入口流量条件下，改进后旋流器分离效率与常规TypeⅠ旋流器基本趋同。

图8 流量-效率关系曲线

TypeⅢ旋流器溢流管开缝方向为上倾开缝，流体进入狭缝时内旋流旋转方向与狭缝开口方向相反，流体间夹带的固体颗粒物进入溢流管狭缝之前必定会急剧变向，导致部分固体颗粒因惯性再次被分离而难以进入狭缝，减少固体颗粒沿溢流管跑粗，降低了溢流管开缝对旋流器分离效率的影响，因此相较于前两种开缝方案，TypeⅢ旋流器分离效率略高。

3.2 压降分析

图9 为入口流量由780 mL/s 增至1 000 mL/s过程中，4 种型号旋流器入口流量与压降关系曲线。在入口流量为980 mL/s 时，改进后旋流器分离效率达到最高，此时TypeⅠ、TypeⅡ、TypeⅢ和Type Ⅳ旋流器压降依次为：44.63 kPa、34.01 kPa、39.43 kPa、32.82 kPa。相较于TypeⅠ水力旋流器，压降降低百分比分别为：23.79%、11.65%、26.46%，如图10 所示。改进后旋流器流体流过溢流管的流量增大，使旋流器内的轴向速度降低很多，进而减少了流体在旋流器内部的动能损失，因此可大幅度降低压降。TypeⅣ旋流器溢流管的开缝方向与旋流器内部流体的运动方向基本一致，内旋流较易通过狭缝进入溢流管内部，TypeⅣ旋流器内流体流动阻力大幅减小，压降降幅最大。

图9 流量-压降关系曲线

图10 改进后旋流器压降降低百分率

压力分布如图11 所示，4 种型号旋流器由器壁沿径向逐渐趋近轴心过程中，压力呈逐渐递减趋势，并在轴心附近形成负压区，不同轴向截面位置压力分布如图11 和图12 所示。改进后旋流器相较TypeⅠ旋流器压力整体明显减小，空气柱直径有所减小，柱段压力降幅明显，说明溢流管改进对旋流器柱段压力分布影响较大，这是因为开缝后溢流管当量直径增大，使得溢流管内流体排出量提升，从而降低了旋流器内部压力。

图11 旋流器轴截面压力分布云图

图12 旋流器横截面压力分布云图

流体切向运动速度直接决定固体颗粒所受离心力的大小，4 种型号旋流器在入口流量为980 mL/s时柱、锥段切向速度分布曲线如图13 所示。切向速度总体均呈“S”形分布，改变溢流管结构对旋流器内部流体切向速度分布规律没有产生影响。靠近Y=0 m 截面处（溢流管入口区域），由于溢流管入口附近受到高速进料的冲击产生强烈湍流，加剧溢流管附近流场循环流和短路流紊乱，导致切向速度曲线出现波动。径向位置由旋流器壁面向中心轴线方向接近过程中，切向速度随半径减小而增大，在强制涡和自由涡交界处达到最大值，而后随着半径的缩短切向速度进一步减小，在靠近空气柱附近随半径减小急剧降低，在中心轴处降至0，切向速度随截面位置的降低不断减小，这是因为物料在向下运动的过程中流体本身具有黏性，与器壁产生摩擦会消耗部分能量，降低了流体的切向速度。

图13 4 种型号旋流器入口流量980 mL/s 柱、锥段切向速度分布曲线

相较TypeⅠ旋流器，开缝后旋流器整体切向速度均有不同程度降低，导致固体颗粒所受离心力降低，且开缝后旋流器锥段切向速度降幅大于柱段，不同型号旋流器切向速度在柱段降幅基本相同，在锥段降低程度不同，切向速度降幅在锥段影响较大。由于开缝方向与旋流器内旋流流体运动方向相反，流体沿开口方向进入溢流管内部流体较少，使得TypeⅢ旋流器的切向速度整体降幅小于TypeⅡ、Type Ⅳ，而Type Ⅳ旋流器开口方向与内旋流流体运动方向相同，使流体较易进入溢流管内部，因此Type Ⅳ旋流器切向速度降幅最大。

4 种型号旋流器从壁面到轴心的轴向速度由负值逐渐增大，并在中心区域急剧上升至最大值，呈基本对称形式，图14 为4 种型号旋流器在溢流管下部轴向截面位置的轴向速度分布情况。

图14 4 种型号旋流器不同位置轴向速度分布曲线

相对于TypeⅠ旋流器，改进后旋流器的轴向速度均有所下降，内旋流轴向速度降幅远大于外旋流，轴向速度由大到小顺序依次为：TypeⅢ、TypeⅡ、Type Ⅳ。溢流管开缝后旋流器的轴向速度在器壁附近外旋流区域略有降低，受开缝影响较小，在相同进口流量下，溢流管开缝结构增大了溢流管过流量，使改进后旋流器外旋流轴向速度绝对值小于常规TypeⅠ旋流器，减缓了外旋流流体向下运动速度，延长固体颗粒在旋流器内的分离时间，减小外旋流中粗颗粒再次进入内旋流的几率，改善溢流跑粗现象，同时零速包络面向内迁移，外旋流区域增大，使得固体颗粒能够充分得到分离；沿径向逐渐向轴心迁移过程中，内旋流区域的轴向速度明显减小，降低了溢流管内部流体湍动能，从而降低旋流器压降。

轴向速度降低主要表现在压强的降低，柱段是影响旋流器压降的主要区域，因此对溢流管开缝上方及下方柱段截面压强进行分析，故选取Y=−0.04 m、Y=0.04 m 轴向截面位置的压强曲线，如图15 所示。

图15 溢流管开缝上、下轴向截面位置压强分布曲线

压强曲线整体呈“V”形分布，4 旋流器在轴心负压区压强基本趋同，压强与径向位置正相关。在溢流管外部区域，相较TypeⅠ旋流器TypeⅢ压强曲线降幅较小，TypeⅡ、Type Ⅳ整体压强明显降低；在Y=0.04 m 截面处TypeⅡ、Type Ⅳ压强曲线接近；开缝上方Y=−0.04 m 截面处，Type Ⅳ压强曲线低于TypeⅡ。轴向位置由Y=0.04 m 至Y=−0.04 m 时，TypeⅡ、Type Ⅳ压强变化最为明显。

4 分级效率分析

进料固相颗粒的粒径分布在很大程度上影响水力旋流器的分离效率。由于物料中的固相颗粒的粒径并不单一，若只用分离效率来表示旋流器的分离能力，会给旋流器的设计与优化造成障碍，因此，不宜单纯采用分离效率来表征水力旋流器对不同固相颗粒物料的分离能力，常采用分级效率来进行评价，单位时间某一粒级颗粒底流回收量与该粒级进料含量的比值为分级效率[8]G(ds)，计算式为

式中：ds为某一特定颗粒粒径，μm；fu(ds)为粒径为ds的颗粒在底流中的质量分数，%；fi(ds)为粒径为ds的颗粒在进料的质量分数，%。

图16 为入口流量在980 mL/s 时不同型号旋流器粒径与粒级效率曲线，从粒级效率曲线来看，颗粒粒径在5 μm以下的小粒径段，呈“鱼钩”状分布，各水力旋流器间的粒级效率呈不规律变化，相较于常规TypeⅠ水力旋流器，改进后旋流器分离粒径在30 μm以下均有所下降。其中粒径在5～30 μm范围内，TypeⅣ旋流器粒级效率降低较大；颗粒粒径在10～15 μm范围内，改进前后的旋流器的粒级效率均在50%左右，且随着粒径的增大，旋流器的粒级效率也随之增大，TypeⅢ旋流器开缝对粒级效率影响较小；颗粒粒径大于30 μm后4 种旋流器曲线趋同，颗粒粒径在50 μm以上，改进前后旋流器的粒级效率均基本接近100%。可见改进后的旋流器分离颗粒粒径在30 μm以上对分级效率基本无影响。

图16 入口流量980 mL/s 粒径-粒级效率曲线

溢流管开缝后，虽增大溢流管过流量，但同时也使旋流器内流体切向速度降低，对于小粒径固体颗粒而言，所受离心惯性力减小，部分颗粒由于所受离心力不足而无法进入外旋流，最终会由溢流口排出，降低了旋流器对小粒径颗粒的分级效率；而大粒径的固体颗粒由于体积质量相对较大，所受离心惯性力虽有所降低，但仍足以进入外旋流区域，对其分级效率基本无影响。

5 结论

1）溢流管开缝后旋流器切向速度、轴向速度有所下降，压降降低明显。

2）随着入口流量的增加溢流管开缝后旋流器压降降幅逐渐增大，在入口流量达到980 mL/s 时，TypeⅡ、TypeⅢ、TypeⅣ旋流器压降分别为34.01 kPa、39.43 kPa、32.82 kPa，相较于改进前，压降降低百分比分别为23.79%、11.65%、26.46%。水平开缝、下倾开缝型旋流器轴向速度降低明显，开缝对轴向速度影响较大。下倾开缝旋流器溢流管开缝上、下位置压强降低梯度最为明显。

3）随着入口流量的增加溢流管开缝对旋流器分离效率影响逐渐减小，在入口流量达到980 mL/s时，TypeⅡ、TypeⅢ、TypeⅣ旋流器分离效率达到最高，分别为97.28%、97.18%、97.13%，改进前后分离效率基本不变。

4）颗粒粒径在5 μm以下的小粒径段，各旋流器粒级效率呈不规律变化；粒径在10～15 μm，溢流管开缝前后旋流器的粒级效率均可达到50%左右；粒径大于30 μm，改进前后旋流器粒级效率基本趋同。

采用渐缩开缝型溢流管水力旋流器可在维持分离效率基本不变的情况下大幅降低压降，节能效果显著，不同开缝形式决定了改进后旋流器的分离性能，为开发新型水力旋流器及推广应用提供了参考依据。