2017, Vol. 38
水力旋流器因其结构简单、处理能力大、生产成本低等优点, 广泛应用于矿物加工、环保、化工等领域.在水力旋流器的研究和开发应用中, 如何提高分离效率、降低能耗一直备受关注.对于任一给定粒群的旋流分离作业, 内部流场对分离效果起决定性作用.水力旋流器的旋流分离过程就是将压力能不断转化为动能, 同时不可避免伴随各种能量损失.因此, 研究内部流场特性及压降对于提高分离效率、降低不必要的能耗具有重要意义.
水力旋流器的内部流场及压力损失主要由结构参数决定.掌握结构参数变化对流场及压降的影响机制是非常必要的, 其中入料口结构形式的影响不容忽视.研究发现, 增加入料口个数[1]、提高给料管倾角[2]或采用螺旋入料口结构[3], 可以提高分离性能.Elsayed等研究表明[4-5], 减小入料口尺寸能获得更小的分离粒度及更高的分离效率, 最佳的入料口宽度b与入料口高度a之比在0.5~0.7之间.渐变截面型入料口有较好的导流作用, 可以获得更好的压力特性及分离效果[6].
近年来, 计算流体力学(CFD)已成为研究水力旋流器内部流场的重要手段, 且在入口结构形式对水力旋流器内部流场影响方面已取得一定进展[7].但渐变截面型入料口夹角变化对内部流场及压降的影响机制尚缺乏全面的研究.本文采用RSM雷诺应力模型计算湍流, 以VOF多相流模型捕捉液气两相边界, 深入考察了Φ50mm渐变截面型入料口夹角变化对水力旋流器内部流场及压降的影响机制.
1 数学模型的选取及边界条件 1.1 模型设置Φ50mm基础水力旋流器几何尺寸及模型的网格划分如图 1所示, 坐标原点设定在柱、锥交界面的圆心.为了更好地模拟短路流特性, 对溢流管底端及边壁处的网格进行了加密.入料口结构如图 2所示, 所考察的入料口结构具有相等的有效入口宽度b及有效截面积, 夹角α的变化范围为0°, 5°, 10°, 15°, 20°, 25°, 其他基础参数项均不变.采用六面体网格对旋流器内部空间进行离散, 经网格无关性验证, 网格数量取为4.3×105个.
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图 1 水力旋流器几何模型及网格结构 Fig.1 Geometric model and mesh structure |
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图 2 水力旋流器入料口结构 Fig.2 Inlet structure of hydrocyclone |
RSM雷诺应力模型已被证明能较好地预测各向异性湍流, 故本文选用RSM雷诺应力模型计算湍流.同时采用VOF多相流模型捕捉液气两相边界.
边界条件如下:① 入口采用流量入口, 流量设置为35L/min；② 溢流口和底流口均采用压强出口, 且与大气相通, 空气相在出口处回流系数均为1；③ 固壁采用无滑移边界条件, 同时采用标准壁面函数来处理边界湍流.
1.2 模型验证利用LDV流场测试方法验证了水力旋流器内气、液两相流的计算结果.Z=18 mm平面轴向速度分布如图 3所示.
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图 3 轴向速度分布计算与实验结果对比 Fig.3 Comparison between experimental and simulated results in axial velocities |
从图 3中可以看出, 数值模拟方法和LDV流场测试方法所得的切向速度及轴向速度分布均高度吻合.因此, 用数值模拟方法研究水力旋流器内部流场, 完全可以满足精度和可靠性的要求.
2 入料口夹角对流场的影响 2.1 入料口夹角对切向速度的影响入料口夹角对水力旋流器内切向速度影响情况如图 4所示.从图中可以看出, 随着入料口夹角的增大, 同一截面上切向速度均增大, 处于流场中的固体颗粒将受到更大的离心惯性力作用, 致使水力旋流器的分离效率提高[8]；但在同一截面上切向速度分布趋势基本一致, 呈组合涡分布, 即外部为半自由涡, 内部为准强制涡结构.
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图 4 入料口夹角对切向速度分布影响 Fig.4 Effect of inlet angle on tangential velocity |
随着入料口夹角的增加, 内旋流及外旋流的轴向速度均略有增加, 具体情况如图 5所示.
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图 5 入料口夹角对轴向速度分布影响 Fig.5 Effect of inlet angle on axial velocity (a)—Z1截面；(b)—Z3截面. |
从图 5中可以看出, Z1截面流体轴向速度在0附近多次交替变化, 说明此区域存在湍流旋涡, 这与早期PIV流场测试结果[9]一致.同时可以得出, 改变入料口夹角并不能改变旋流内部湍流结构.从Z1截面到Z3截面湍流旋涡区域逐渐变小, 从而LZVV逐渐稳定, 因此圆柱段的流场是最不稳定的, 改善该区域的流场结构可以提高分离效率.同时可以看出, 入料口夹角变化对LZVV的位置基本没有影响, 当入料口夹角为0°, 5°, 10°, 15°, 20°, 25°时, 沉砂分流比分别为7.41%, 7.32%, 7.31%, 7.03%, 6.95%和6.82%, 即增大入料口夹角，沉砂分流比略有降低.
短路流量可用入口质量流率与溢流管底端下行质量流率之差表示[5], 溢流管底端下行质量流率计算公式如下:
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(1) |
式中:r1, r2为溢流管底端下降流的位置；uz为下降流的轴向速度.
计算得到当入料口夹角为0°, 5°, 10°, 15°, 20°, 25°时, 短路流量占入口质量流率的比例分别为6.16%, 7.92%, 10.12%, 11.54%, 12.99%和13.38%.这表明, 随着入料口夹角增大, 短路流量增大, 必将导致分离精确度下降.
2.3 入料口夹角对径向速度的影响入料口夹角对水力旋流器内径向速度分布云图的影响情况如图 6所示, 其中正值表示径向速度方向从中心指向器壁, 负值反之, 图中黑线表示气液两相边界.
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图 6 入料口夹角对径向速度分布影响 Fig.6 Effect of inlet angle on distribution of radial velocity |
从图 6中可以看出, 不同入料口夹角条件下, 径向速度分布规律基本相同, 即在有效分选空间内径向速度方向是从器壁指向轴心；在空气柱边界附近, 径向速度呈对称“摆动”分布, 这主要是由空气柱的偏摆引发的, 进而传递到水相中.在溢流管入口处, 径向出现明显的向外运动, 这是由于从沉砂口吸入的空气与溢流口回流的空气碰撞后引起的径向膨胀所致.
2.4 入料口夹角对空气柱直径的影响不同入料口夹角对应的空气柱直径沿中心轴线的变化情况如图 7所示, 此处空气柱定义为气体体积分数大于90%的区域.
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图 7 入料口夹角对空气柱直径的影响 Fig.7 Effect of inlet angle on diameter of air core |
从图 7中可以看出, 随着入料口夹角增大, 空气柱直径略有增加, 有效分选空间变小.这是由于随着入料口直径增大, 速度增大, 总压降增大, 从而使旋流器内部的负压区也相应增大.
3 入料口夹角对压降的影响 3.1 入料口夹角对压强及总压降的影响不同入料口夹角下, 水力旋流器总压降如图 8所示.从图 8中可以看出, 随着入料口夹角的增大, 总压降呈线性增加, 与0°夹角相比, 当入料口夹角为5°, 10°, 15°, 20°, 25°时, 总压降增加比例分别为10.73%, 20.60%, 26.47%, 32.89%, 38.09%, 说明夹角越大, 水力旋流器需要消耗的能量越多.
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图 8 入料口夹角对总压降的影响 Fig.8 Effect of inlet angle on pressure drop |
整个水力旋流器内部可以分为入料口区域、溢流管外壁与旋流器内壁之间的预分离区、溢流管区域和溢流管下部的主分离区域.
压力损失为旋流器入口与出口的总静压降.能量损失为入口总能量(包括静压、动压及重力势能)与出口总能量之差.在旋流器正常工作过程中, 压力损失除转化为动能外还伴随着能量损失.因此压力损失除可以反映该区域的能量损失外, 还可以反映该区域压力能向动能的转化率.压力损失及总能量损失在各区域的分配如图 9所示.
从图 9a中可以看出, 溢流管区域及预分离区域的压力损失较小, 且对入料口夹角变化不敏感；入料口区域的压力损失随着入料口夹角的增大而增加.与图 9b对比可知, 入料口区域的能量损失较低, 且基本不随入料口夹角的变化而变化, 因此入料口处的压力损失主要转化成了动能；当入料口夹角分别为0°, 5°, 10°, 15°, 20°, 25°时, 在相同的质量流率条件下, 旋流腔入口处的平均速度分别为6.47, 6.65, 6.90, 7.09, 7.25和7.26m/s, 也就是说入料口夹角越大, 导流能力越强, 但当入料口夹角增大至20°以后, 虽然总压降仍继续增加, 但旋流腔入口处的平均速度基本不再增加.主分离区域的压力损失所占比例最大, 结合速度分布及压强分布可知, 在有效分选空间, 从器壁至中心, 压强逐渐降低, 速度逐渐增加, 从而压力能逐渐转化为动能.
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图 9 入料口夹角对压力损失及能量损失的影响 Fig.9 Effect of inlet angle on distribution of pressure losses and energy losses (a)—压力损失；(b)—能量损失. |
能量利用率表示总压降与动压之比.Misiulia等在考察螺旋型入料口夹角变化对旋流器能量利用率的影响时, 引入了能量利用因子[10]:
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(2) |
式中：ζ为能量利用因子；umax为有效分选空间内部的最大速度.
根据式(2) 可知, 能量利用因子越大, 相应的能量利用率越低.不同入料口夹角条件下, 有效分选空间的最大速度及能量利用因子如表 1所示.
从表 1中可以看出, 随着入料口夹角的增大, 能量利用因子增加, 从而能量利用率降低.这是因为虽然随着入料口夹角增大, 有效分选空间内部的最大速度增大, 但与0°夹角相比, 当入料口夹角为5°, 10°, 15°, 20°, 25°时, 最大速度增加比例分别为1.24%, 2.76%, 4.20%, 5.51%, 6.68%, 远小于总压降的增加比例, 从而能量利用率降低.
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表 1 入料口夹角对有效分选空间最大速度及能量利用因子的影响 Table 1 Effect of inlet angle on maximum velocity in effective separation zone and energy utilization factor |
在气液流场计算结果基础上, 引入固体颗粒, 利用Mixture模型对气液固多相流进行了数值模拟.将给料分成9个粒级, 每个粒级用平均粒度代表, 各粒级体积分数如表 2所示.
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表 2 给料中各粒级的粒度分布及对应的体积分数 Table 2 Size distribution and respective volume fraction of particles in the feed |
一定给料流量条件下, 不同入料口夹角对分离效率的影响如图 10所示.
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图 10 入料口夹角对分离效率的影响 Fig.10 Effect of inlet angle on distribution of separation efficiency |
从图 10可以看出, 对于渐变截面型入料口旋流器, 增大入料口夹角, 可以降低分离粒度, 提高分离效率, 降低错配物含量.
5 结论1) 增大入料口夹角, 切向速度增大, 内旋流及外旋流的轴向速度均略有增大, 沉砂分流比略有降低, 但对LZVV的位置基本没有影响；与此同时, 溢流管底端的最大径向速度也相应增加.
2) 随着入料口夹角增大, 空气柱直径增大, 导致有效分选空间减小；短路流量增加, 致使分离精确度下降；旋涡区域主要存在于圆柱段, 改变入料口夹角对旋流器内部湍流结构影响不大.
3) 随着入料口夹角增大, 总压降升高, 导流能力增强, 当入料口夹角为20°时, 导流性能最优, 但能量利用率降低.
4) 压力损失主要由主分离区域的损失及入料口区域的损失决定, 随着入料口夹角增大, 入料口区域压力损失比例增加, 主分离区域压力损失比例降低, 入料口区域的压力损失主要转化成了动能.
| [1] | Nenu R K, Yoshida H. Comparison of separation performance between single and two inlets hydrocyclones[J]. Advanced Powder Technology, 2009, 20(2): 195–202. DOI:10.1016/j.apt.2008.08.004 |
| [2] | Qian F P, Wu Y P. Effects of the inlet section angle on the separation performance of a cyclone[J]. Chemical Engineering Research & Design, 2009, 87: 1567–1572. |
| [3] | Zhang L, Wei L, Chang B H, et al. CFD numerical simulation of archimedes spiral inlet hydrocyclone[J]. IOP Conference Series:Materials Science and Engineering, 2013, 52: 072021. DOI:10.1088/1757-899X/52/7/072021 |
| [4] | Hwang K, Hwang Y, Yoshida H. Design of novel hydrocyclone for improving fine particle separation using computational fluid dynamics[J]. Chemical Engineering Science, 2013, 85(1): 62–68. |
| [5] | Elsayed K, Lacor C. The effect of cyclone inlet dimensions on the flow pattern and performance[J]. Applied Mathematical Modelling, 2011, 35(4): 1952–1968. DOI:10.1016/j.apm.2010.11.007 |
| [6] |
庞学诗.
水力旋流器技术与应用[M]. 北京: 中国石化出版社, 2011: 47-72.
( Pang Xue-shi. Technology and application of hydrocyclone[M]. Beijing: China Petrochemical Press, 2011: 47-72. ) |
| [7] | Zhao L X, Li Y Q, Xu B R, et al. Design and numerical simulation analysis of an integrative gas-liquid-solid separation hydrocyclone[J]. Chemical Engineering & Technology, 2015, 38(12): 2146–2152. |
| [8] | Concha F. Flow pattern in hydrocyclones[J]. Powder & Particle, 2007, 25(1): 97–132. |
| [9] | Cui B Y, Wei D Z, Gao S L, et al. Numerical and experimental studies of flow field in hydrocyclone with air core[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2014, 24(8): 2642–2649. DOI:10.1016/S1003-6326(14)63394-X |
| [10] | Misiulia D, Andersson A G, Lundstrom T S. Effects of the inlet angle on the flow pattern and pressure drop of a cyclone with helical-roof inlet[J]. Chemical Engineering Research and Design, 2015, 102: 307–321. DOI:10.1016/j.cherd.2015.06.036 |