高海拔地區水力旋流器旋液分離過程CFD模擬與結構優化

王曉靜 張靖媛

（天津大學化工學院）

我國青海地區有一百多個鹽湖， 其中的鉀、鈉、鎂、鋰、碘、銫等礦產資源可以被用于多種工農業場合。 據統計，我國察爾汗鹽湖地區氯化鉀儲量高達1.45億噸，占全國儲量的97%，目前該地鉀肥年產量占國內市場40%以上［1～3］。 然而我國現有鉀資源僅可利用不到70年［4］，受到資源儲量和開采程度的限制，到2020年察爾汗鹽湖地區已不適宜繼續擴大柴達木東部鉀資源的開采量［5］，因此改進生產過程是提高鉀鹽提取率的必然選擇。目前， 察爾汗鹽湖地區有多種鉀肥生產工藝，包括反浮選-冷結晶法、冷分解-正浮選法，兌鹵-控速結晶工藝等［6，7］。 在鉀肥的生產過程中，氯化鉀冷結晶器會產出帶有氯化鉀晶體微粒的冷結晶器溢流液，分離出這些晶體微粒是提高氯化鉀產率的新思路。 首先回收氯化鉀微?？梢灾苯釉黾邮章?， 其次分離出的細晶還可投放回結晶器內，作為晶核促進結晶過程的進行，因此回收氯化鉀結晶具有很高的價值。 針對該問題，提出使用水力旋流技術來進行氯化鉀冷結晶器溢流液的濃縮回收。

多年來，科研人員對水力旋流器的工作原理進行了深入研究。 CHU L Y等通過設計正交實驗研究了結構改造對水力旋流器性能的影響，開發了一種帶有翼形核心的新型水力旋流器［8，9］；LIU Y C 等對三相水力旋流器結構提出了改進建議［10］；王立洋等對液-液水力旋流器的分離效率與進口流速、油組分濃度、旋流器級數之間存在的關系進行了研究［11］；劉永平等分析了粒徑分布和結構尺寸對旋 流器分離性能的影響［12，13］；劉培坤等提出了一種新型可調底流口旋流器［14］；NARASIMHA M等使用LES湍流模型對水力旋流器進行了多相流數值模擬，并用伽馬射線析像驗證 了 模 擬 與 實 驗 的 相 似 度［15］；MURTHY Y R和BHSDKAR K U模擬了水力旋流器的固-液分離過程，得出了切割粒度隨旋流器結構變化的規律［16］；XING L等利用CFD-PBM方法研究了入口形式對液-液旋流器分離性能的影響［17］。 隨著CFD技術的發展，利用數值模擬方法調整各項結構參數是水力旋流器結構改進的大勢所趨。

筆者使用CFD技術研究了水力旋流器結構參數與操作參數對其流動特性和分離性能的影響，并給出了優化結果。 在計算過程中，特別考慮了青海察爾汗鹽湖作為高海拔地區具有特殊的地理條件，將當地大氣壓與重力加速度作為初始條件代入計算。

1 水力旋流器

1.1 工作原理

水力旋流器是生產中最常用的分離設備，具有結構簡單、占地空間小、運行平穩的優點。其分離原理為利用物料高速旋轉產生的離心力場使存在密度差的物料沿徑向分離， 在水力旋流器運行穩定后，旋流腔內產生內外旋流，輕相隨著內旋流從上部的溢流口流出、 重相隨外旋流從底流口流出，其內部流動過程示意圖如圖1所示。

圖1 水力旋流器內流體流動示意圖

1.2 水力旋流器結構參數

直筒段筒徑Dc是影響水力旋流器分級粒度的主要因素，筒徑越大，分級粒度越粗。 氯化鉀冷結晶器溢流液中的氯化鉀顆粒粒徑在0～100 μm之間，經查閱水力旋流器設計標準，發現筒徑為150 mm時分離粒徑一般在30～74 μm之間， 筒徑為200 mm時分離粒徑一般在30～100 μm之間，筒徑為250 mm時分離粒徑一般在40～100 μm之間，這3種水力旋流器均可滿足項目分離要求。 水力旋流器其余部分尺寸參數一般按照通用標準旋流器進行選擇：

a.入口直徑為（0.15～0.25）×Dc；

b.溢流口直徑為（0.2～0.3）×Dc；

c.底流口直徑為（0.07～0.10）×Dc；

d.溢流管插入深度為（0.5～0.8）×Dc；

e.柱段長度為（0.7～2.0）×Dc。

本研究所用水力旋流器模型結構如圖2所示，具體結構參數見表1。

表1 水力旋流器尺寸參數

圖2 水力旋流器幾何模型

2 模型建立及網格無關性驗證

2.1 計算模型設定

CFD計算中常用到的多相流模型有VOF模型、Mixture模型和Eulerian模型。 通常VOF模型被用于模擬兩相及以上互不相融流體的流動過程，Mixture模型與Eulerian模型均可被用于解決含有離散相的多相流問題， 其中Eulerian模型雖然計算精度高，但計算過程過于復雜，對計算機性能要求較高， 故文中計算采用Mixture多相流模型。

合理選擇湍流模型可以提高計算結果的準確性。 k-ε模型是目前應用最廣的湍流模型，但其推導過程基于各向同性的渦黏性假設，在預測各向異性的復雜湍流流動時會有較大的誤差，RSM模型摒棄渦黏性假設，直接求解雷諾應力微分方程，能更好地預測水力旋流器內復雜的各向異性流動過程，因此本文預采用RSM湍流模型。

2.2 邊界條件及介質物性參數

計算使用3D模型，采用瞬態雙精度求解器及SIMPLE壓力速度耦合算法，入口條件設置為速度入口，溢流口和底流口均設置為壓力出口，出口直接連通大氣， 對流項分別采用PREETO！ 與QUICK格式進行離散，壁面采用非滑移條件。

在氯化鉀冷結晶器溢流液分離過程CFD模擬中，設置的物性參數如下：

a.連續相為飽和MgCl2溶液，密度1 180 kg/m3，黏度0.002 Pa·s。

b.離散相為KCl晶體顆粒，粒徑在0～100 μm之間，其密度為1 980 kg/m3，質量分數為10%。

c.高海拔地區下重力加速度為9.786 m/s2，大氣壓強為72.4 kPa；平原地區重力加速度為9.810 m/s2，大氣壓強為101.325 kPa。

2.3 網格獨立性驗證

用Solidworks對水力旋流器三維建模后導入Mesh軟件進行非結構化網格劃分。 為減小網格數量對計算精度的影響，在正式模擬計算前需要對網格數量進行獨立性驗證。 因流量對網格數量變化較為敏感，故以Dc=200 mm、d0=40 mm、入口速度為5 m/s的計算模型為例，對在不同網格數量下水力旋流器流動過程進行CFD數值模擬， 并將所得溢流流量與底流流量的變化趨勢進行對比，結果如圖3所示。

圖3 網格獨立性驗證結果

可以看出，網格數量達到58萬之后，溢流流量與底流流量與網格數量為200萬時極為接近，說明此時網格數量滿足計算精度要求，因此選擇網格數量為58萬。

3 結果分析

3.1 公式計算

水力旋流器對固相的分離效率Es定義為底流口固相質量流量與入口固相質量流量之比，即：

式中 Mi——入口的固相質量流量，kg/s；

Mu——底流口的固相質量流量，kg/s。

壓降Δp為水力旋流器入口與出口壓力之差，即：

式中 pi——入口壓力，MPa；

po——出口壓力，MPa。

3.2 直筒段筒徑選擇

首先需選擇適宜大小的直筒段筒徑用于優化計算，在入口流速為5 m/s的條件下對筒徑分別為150、200、250 mm的水力旋流器的分離過程進行模擬， 所得分離效率與KCl晶體粒徑之間的關系如圖4所示?？梢钥闯?，筒徑為200 mm的水力旋流器對粒徑在100 μm以下顆粒的分離效率高于其余兩種， 原因是Dc=200 mm的水力旋流器內部離心強度高于Dc=250 mm的水力旋流器， 所以對固定粒徑顆粒的分離效率更高，原本Dc=150 mm時離心強度最高、分級粒度最小，但5 m/s的入口流速對150 mm 的水力旋流器來說過高，所以30 μm以下的顆粒還沒來得及被分離就已經從溢流口離開旋流器， 導致其分離效率反而低于Dc=200 mm的水力旋流器，由此可以看出Dc=150 mm的水力旋流器的明顯缺點是處理能力較小。 綜上分析， 采用200 mm的水力旋流器用于模擬工作。由圖4看出，Dc=200 mm時水力旋流器對40 μm以上的顆粒分離效率接近100%，所以為清晰地看出各項結構參數對分離效率的影響，后續模擬工作只分析各項參數對10～50 μm粒徑范圍內顆粒分離效率的影響。

圖4 不同筒徑下水力旋流器的分離效率

3.3 溢流口直徑對水力旋流器性能的影響

在入口流速為5 m/s的條件下對溢流口直徑分別為40、50、56 mm的水力旋流器的固-液分離過程進行CFD數值模擬， 并在圓柱段和錐段的相交截面作速度場與壓力場分布對比曲線，對溢流口直徑對水力旋流器內部流動情況及分離性能的影響進行分析。

3.3.1 溢流口直徑對速度分布的影響

圖5為不同溢流口直徑下水力旋流器的速度分布對比圖。 由圖5可以看出，切向速度的值從壁面到軸心先逐漸增大到一極大值后再迅速減小。溢流口直徑大小變化時，從水力旋流器壁面到距中心軸約0.03 m位置之間的流體流速極為接近，說明在此區域內流體流速基本不受溢流口直徑影響，但在0.03 m以內的區域，溢流口直徑增大時切向速度與軸向速度明顯減小。

圖5 溢流口直徑對速度分布的影響

3.3.2 溢流口直徑對壓力分布與壓降的影響

圖6表示了溢流口直徑變化對水力旋流器靜壓力分布的影響。 可以看出隨著溢流口直徑的增大，旋流器內靜壓力顯著降低，軸心附近的負壓小幅度升高。 此外，軸心附近水平方向上負壓范圍隨溢流管直徑的增加而增大。

圖6 溢流口直徑對壓力場的影響

圖7為不同溢流口直徑對應的水力旋流器壓降， 可以看出水力旋流器壓降隨溢流口直徑的增大而顯著下降。 這是因為溢流口直徑增加時旋流器內流體切向與軸向流速降低，流動能耗也降低。

圖7 溢流口直徑對壓降的影響

3.3.3 溢流口直徑對分離效率的影響

溢流口直徑對顆粒分離效率的影響如圖8所示，可以看出，在給定入口流速下，水力旋流器對顆粒的分離效率會隨溢流口直徑的增大而減小，且減小趨勢在粒徑30 μm以下的顆粒上表現的更加顯著。 主要原因是切向速度的大小決定著離心力的大小， 溢流口直徑增大時軸心附近流體的切向速度減小，顆粒受到的離心力降低，所以分離效率也減小。 其次，溢流口直徑變大，就會使更多的流體從溢流口排出， 自然會有更多顆粒由溢流口離開旋流器，從底流口排出的顆粒占比降低。

圖8 溢流口直徑對分離效率的影響

由以上分析可以看出，溢流口直徑增加后水力旋流器的壓降明顯降低，而溢流口直徑增大雖然會降低顆粒分離效率， 但僅對粒徑在30 μm以下的顆粒有較明顯影響。 因此最終選擇溢流口直徑為56 mm， 此時水力旋流器可以在保持整體分離效率較高的條件下有較低的能耗。

3.4 入口流速對水力旋流器性能的影響

入口流速決定了水力旋流器內離心強度與處理量大小。 分別在入口流速為5、7、9、11 m/s的條件下進行CFD數值模擬， 并對比分析流速對水力旋流器性能的具體影響，速度與壓力分布均在圓柱段與錐段的交界截面取值。

3.4.1 入口流速對速度分布的影響

圖9所示為不同入口流速對應的水力旋流器切向與軸向速度分布曲線。 可以看出，隨著入口流速的上升， 切向與軸向速度增幅與降幅均增大。觀察圖8b可以發現在入口流速為11 m/s時，軸向速度在幾個位置出現了強烈波動，表現出了不穩定性， 說明當入口流速大于等于11 m/s時水力旋流器難以維持穩定的運行。

圖9 入口流速對速度分布的影響

3.4.2 入口流速對壓力分布與壓降的影響

圖10為旋流器內壓力場隨入口流速的變化對比曲線，可以看出隨著入口流速的增加，水力旋流器靠近壁面附近的壓力大幅升高，軸心附近的壓力略微降低。

不同入口流速下對應的水力旋流器壓降如圖11所示，可以看出水力旋流器壓降會隨流速的增大而大幅上升。 這是因為流速增加后，同一時間內通過旋流器的流體流量增大，更大量的流體在旋流器更高速的運行，消耗了更多能量，壓降就大幅提高。

圖11 入口流速對壓降的影響

3.4.3 入口流速對分離效率的影響

入口流速從5 m/s增大到11 m/s時，水力旋流器對不同粒徑的顆粒分離效率的影響不同，如圖12所示。粒徑為10 μm時，顆粒分離效率隨流速的增大反而減??；粒徑在20 μm時，流速由5 m/s增大到7 m/s時顆粒分離效率增大，流速再繼續增大分離效率就開始減小；粒徑在30 μm時，流速由5 m/s增大到9 m/s時顆粒分離效率持續增大，增大至11 m/s后分離效率減小； 粒徑在40 μm以上時，顆粒的分離效率隨流速增大而增大。 出現以上現象的主要原因是流速增大會使離心力增大，有助于顆粒被離心至壁面，分離效率提高。 但流速過大會縮短流體在水力旋流器內的停留時間，導致小顆粒還未來得及被離心至外側就已經隨內旋流從溢流口流出，就出現分離效率隨流速增大而減小的現象。 對于40 μm及以上的大顆粒來說，大流速對應的流體停留時間已經足夠其被離心分離，所以分離效率只會因流速增大導致的離心力增大而增大。 可以合理推測，流速不斷增加的過程中，任意粒徑大小的顆粒的分離效率總是呈現先增大后減小的趨勢。

圖12 入口流速對分離效率的影響

入口流速越大，水力旋流器單位時間的處理量越大。 所以應在不致使顆?？傮w分離效率下降的前提下盡量選擇大流速以同時提高處理量與分離效率。由以上分析可知，流速為11 m/s時粒徑在40 μm以下顆粒的分離效率均出現明顯的下降，所以最適宜的流速應為9 m/s。

3.5 錐角對水力旋流器性能的影響

錐角會顯著影響水力旋流器的性能。 常見的小錐角水力旋流器錐度一般在10～15°之間，分別選擇錐角為10、12、15°，研究錐角變化對水力旋流器的流動特性和分離性能的影響，其中速度與壓力分布的取值截面依然為柱錐段的交界面。

3.5.1 錐角對速度分布的影響

圖13為錐角對水力旋流器速度分布的影響。可以看出，隨著錐角從15°降為10°，水力旋流器的切向速度值小幅度減小，說明錐角對切向速度有較小的影響。 從圖13b中可以看出，在軸心附近錐角減小軸向速度增大。

圖13 錐角對速度分布的影響

3.5.2 錐角對壓力分布與壓降的影響

錐角變化對水力旋流壓力分布的影響如圖14所示，錐角由15°變化到10°的過程中，水力旋流器壁面附近的壓力明顯減小。

圖14 錐角對壓力場的影響

圖15為錐角分別為10、12、15°時水力旋流器的壓降。 可以看出水力旋流器壓降隨著錐角的減小而下降，結合圖13可以得出結論，錐角減小降低了流體的總體流速，使流動過程中的能量損失降低，說明減小錐角有助于降低水力旋流器的能耗。

圖15 錐角對壓降的影響

3.5.3 錐角對分離效率的影響

錐角對水力旋流器分離效率的影響如圖16所示，錐角由15°減小為10°后，粒徑在10～30 μm范圍內的顆粒分離效率明顯增大， 粒徑在10 μm附近的顆粒分離效率提高約15%。 這是因為減小錐角會使水力旋流器的錐段增長，這使流體有了更長的停留時間，顆粒就有了充足的時間在離心力的作用下運動到外旋流并從底流口排出。

圖16 錐角對分離效率的影響

錐角為10°時，旋流器對粒徑在20 μm以上的顆粒的分離效率可達80%以上， 達到了較好的分離效果，并且此時水力旋流器壓降較低，僅有0.26 MPa，所以10°為所選水力旋流器最佳錐角。

3.6 高海拔對水力旋流器性能的影響

前文為高海拔條件下的模擬結果，將優化后的水力旋流器在平原條件下的工作狀況進行CFD模擬，并與前文結果進行對比，研究海拔改變對水力旋流器運行過程是否有影響。

3.6.1 高海拔對速度分布的影響

圖17為水力旋流器在大氣壓強72.4 kPa的高海拔地區與大氣壓強101.325 kPa的平原地區的速度分布差異。 可以看出海拔變化對切向速度基本無影響， 只對軸心位置的軸向速度有微弱影響，海拔升高后，軸心附近的軸向速度絕對值有極小幅度的增大。 原因是重力加速度是向下運動的加速度、向上運動的減速度，軸心附近為向上運動的內旋流，表現出了隨重力加速度的小幅度減小而略微增大的現象。

圖17 高海拔對速度分布的影響

3.6.2 高海拔對壓力分布與壓降的影響

圖18是水力旋流器內靜壓力分布在平原和高原的對比圖。 可以看出，靜壓力分布基本不隨海拔的變化而改變。

圖18 高海拔對壓力場的影響

圖19為水力旋流器在平原和高原的壓降值。可以看出，平原地區與高原地區壓降基本相同。

圖19 高海拔對壓降的影響

3.6.3 高海拔對分離效率的影響

由海拔變化前后水力旋流器的分離效率對比圖（圖20）可以看出，海拔變化對顆粒分離效率影響極小， 只在粒徑大小在30 μm附近時高原的分離效率相較平原有極小幅度的增大，原因可能是重力加速度的減小減弱了流體在水力旋流器內部的軸向運動，讓混合流在旋流器內部的停留時間有小幅度的增加，分離效率就有了微小的增大，但由于重力加速度的變化幅度很小，所以分離效率的變化不明顯。

圖20 高海拔對分離效率的影響

綜合以上分析，海拔高度變化對水力旋流器的固液分離過程影響非常微小，在水力旋流器選型時不必顧慮海拔高低對其流動過程及分離性能的影響。

4 結論

對于在青海鹽湖的鉀肥生產過程中產生的KCl冷結晶器溢流液， 提出了使用水力旋流技術進行固液分離的方法， 采用CFD方法研究了溢流口直徑、入口流速、錐角和海拔等因素對水力旋流器性能的綜合影響，并特地將青海鹽湖的高原地理條件作為初始條件考慮，得出了以下結論：

a.增大溢流口直徑會使水力旋流器的分離效率與壓降明顯降低；

b.增加入口流速會使顆粒的分離效率先上升后下降，使水力旋流器的能耗單調上升；

c.錐角減小有助于提升水力旋流器的分離效率，還可以降低水力旋流器的壓降；

d.海拔高度變化對水力旋流器的固液分離過程影響極?。?/p>

e.模擬計算后得出的最佳結構參數與操作參數分別為Dc=200 mm、d0=56 mm、錐角α=10°、入口流速為9 m/s，在此條件下水力旋流器可以在較大處理量及低能耗下對20 μm以上顆粒達到80%以上的分離效率，此時壓降為0.26 MPa。