臥螺式浮渣分離離心機兩相數值模擬

朱明軍，袁惠新，付雙成，董連東（常州大學機械工程學院，江蘇常州213000）

臥螺式浮渣分離離心機兩相數值模擬

朱明軍，袁惠新，付雙成，董連東
（常州大學機械工程學院，江蘇常州213000）

第一作者：朱明軍（1988—），男，碩士研究生。E-mail zhumj07420418@126.com。

聯系人：袁惠新，教授。E-mail yuanhuixin2000@126.com。

摘要：傳統的臥式螺旋卸料離心機只能分離沉渣，不能分離浮渣。本文對一種分離輕質固體浮渣的臥螺離心機進行兩相數值模擬研究，使用Pro-E軟件建立三維模型，應用計算流體力學軟件Fluent，基于Euler多相流模型，采用RNG k-ε湍流模型及多重參考系（MRF）方法，模擬分析了這種臥螺離心機內的固液兩相體積分數分布以及操作參數和物性參數對流場和分離性能的影響。模擬結果表明：此臥螺離心機適用于高濃度、中粗粒子的分離；流體沉降分層比較明顯，水在液池的外層，浮渣在內層；轉速差總體上對分離性能影響不大，但不能過低或是過高，保持在30～70r/min是比較好的選擇；進料濃度增加，顆粒沉降速度降低，分離效率會下降；小顆粒沉降速度底且易“反混”而分離性能差，較大顆粒沉降速度高，分離性能明顯高于小粒徑顆粒。

關鍵詞：浮渣分離；臥螺離心機；數值模擬；分離性能

臥螺離心機作為一種高效分離設備，廣泛應用于石油化工、建筑工程、生物醫療等行業。很多學者對其原理結構、設計計算以及其內部流體動力學規律進行了深入研究[1-2]，近年來一些研究者也對其進行了計算機數值模擬研究。

鄭勝飛、于萍、劉京廣等[3-5]對分離沉渣的普通臥螺離心機內部流場進行了數值模擬研究，其理論分析及模型建立均未考慮螺旋對于內部流場的影響，與實際工況相差較大，但對本文研究的浮渣式離心機提供了一定的模擬參考。

俞衛軍[6]通過對普通固液分離臥螺離心機的三維流場數值模擬，分析研究了影響含油浮渣離心脫水效果的主要因素，但其主要是進行混凝實驗，通過投加高分子絮凝劑使輕質浮渣聚集結塊而沉降在轉鼓內壁，提高普通臥螺離心機的處理能力。

以上所述普通臥螺離心機只能分離沉渣，而臥螺式浮渣分離離心機應用前景廣闊，比如焦化廠中的冷焦廢水除去輕質含油焦粉、“三泥”處理中含油浮渣脫水工藝、輕質纖維和塑料的回收利用等[7-10]。然而，到目前為止國內外在這方面的研究較少，尤其是在現今CFD模擬軟件Fluent高速發展的時期，很少有人在這方面做過數值模擬研究，從而來更好地指導企業生產出較高性能的臥螺式浮渣分離離心機。

本文研究的浮渣分離離心機主要參考一種分離冰粒懸浮液的臥螺離心機[11]。其幾何模型如圖1所示，螺旋葉片在轉鼓內的高度較低，輕質固體在液池的內層，重相液在外層，在轉鼓柱段的內壁上沿軸向裝設有相當數量的筋板，且在轉鼓左端溢流口附近設有環形擋板以阻止輕質固體浮渣流向溢流口，減少液體的含渣量。

1　模型簡介及邊界條件

1.1模型簡介

利用Pro-E三維建模軟件建立的臥螺式浮渣分離離心機的三維模型見圖2，其中在轉鼓軸向方向上設置12塊筋板，由于研究的是離心機的內部流場，所以這里將進料裝置簡化，直接將3個進料管連在錐段并與軸線平行，6個出液口在轉鼓大端最左側，環形擋板位于螺旋內筒距離轉鼓左端面20mm處，厚度為5mm，結構尺寸見表1。對轉鼓和螺旋采用T-grit方法創建的非結構化網格如圖3所示，共劃分出1778661個網格、3929398個面、386388個節點。

圖1　臥螺式浮渣分離離心機幾何模型

圖2　浮渣分離離心機三維模型組裝圖及主要尺寸（單位：mm）

圖3　浮渣分離離心機三維模型網格

表1　臥螺式浮渣分離離心機幾何模型基本尺寸

1.2邊界條件

入口設定為速度入口邊界，入口速度v=0.4m/s，方向垂直于入口方向，入口湍流強度為5%。除下文模擬的可變的操作參數和物性參數外，物料固液兩相流基本參數及離心機基本運行參數有：液相介質為水，密度ρl=998kg/m3，黏度μl=0.001Pa? s ；固相為硅顆粒，密度ρs=500kg/m3，黏度μs=1.72×10?5，固體顆粒粒徑為1mm，固相所占流體體積分數為20%，轉鼓轉速為3500r/min，轉速差為30r/min。出口邊界設為自由出口邊界。對于轉鼓壁，設為無滑移條件，螺旋與筋板之間設置interface面，所有壁面上流體都滿足速度無滑移條件。為分析方便，在z=0平面上，分別選擇如圖4所示的軸向位置150mm、250mm、265mm、350mm、420mm、450mm、580mm來進行研究分析。

1.3仿真計算

邊界條件設置完之后導入到Fluent軟件設置好參數開始進行數值模擬計算，整個流場在迭代了45000步左右之后，殘差曲線基本達到收斂精度要求，出渣口渣的體積分數基本保持不變（圖5），可以認為兩相數值模擬基本收斂。

圖4　臥螺離心機模型在z=0截面上的軸向位置截面圖（單位：mm）

圖5　出渣口渣的體積分數監測圖

2　相的體積分數模擬結果分析

圖6　z=0截面液相體積分數云圖

圖7　z=0截面固相體積分數云圖

圖8　不同截面固相體積分數分布云圖

圖6為z =0截面液相體積分數云圖。從圖6中可以清晰地看到液池的分層，液面基本平行于出液口外邊緣位置，螺旋葉片伸入液面一定距離。圖7和圖8為不同截面固相體積分數云圖，由于浮渣的密度小于液體水的密度，所以水在液池的外層，而內層是浮渣。在錐段離出渣口較近的區域以及出渣口位置，浮渣的體積分數維系在55%左右。

3　操作參數對流場以及分離性能的影響

3.1轉速對滯后系數以及離心液壓的影響

3.1.1轉速對滯后系數的影響

當臥螺式浮渣離心機工作時，轉鼓以及螺旋轉動帶動周圍的液體及浮渣一起轉動，流體的轉動與轉鼓轉動并非一致，即存在滯后現象。這里研究相1即液體的滯后。為此，設轉鼓轉速為ω，自由液面的轉速為ω0，通常用ω0/ω表征滯后量的大小，值越小，表明滯后越大。

圖9是軸向位置為450mm、徑向位置是70mm以及z=0點處的液體的轉速、滯后系數與轉鼓轉速的模擬關系圖，其中自由液面處液體的轉速由公式ω0=vτ/r0（vτ為此點的切向速度，r0=0.07m）計算得到。從圖9中可以看出，隨著轉鼓轉速的增大，在轉鼓的帶動下，自由液面的轉速逐漸增大，而滯后系數先是在0.75～1.05之間擺動，而當轉鼓轉速在4500r/min以上時，趨于穩定，大概為1.07。滯后系數變化不穩定，有時甚至超過1，主要是由于研究的點的徑向位置為轉鼓壁與螺旋內筒壁的中間處，流體流動時常也會受到螺旋轉動的影響，而轉鼓轉速較高時，在轉鼓旋轉帶動筋板一起以相同的速度高速旋轉的作用下，流體的轉動基本與轉鼓保持一致。

3.1.2轉速對離心液壓的影響

物料中某一徑向位置由離心作用產生的離心壓力按公式（1）、式（2）計算。

當r0=0時，離心壓力達到最大值。

式中，ρf為液體的壓力，Pa；ω為轉鼓轉速，r/min；R為轉鼓半徑，mm；r0為自由液面的徑向位置，mm。

此最大值發生在轉鼓的鼓壁處，即圖10（軸向位置為450mm、徑向位置是100mm以及z=0）中的離心液壓值。從圖10中也可以看出，隨著轉鼓轉速的增大，相1液體的動壓和混合物的靜壓基本成拋物線的變化規律，即二次方正增長，且液體的動壓與理論值接近。這體現了轉鼓壁處的壓力主要是來自液體高速旋轉運動對鼓壁所產生的壓力，而鼓壁處混合物的靜壓要明顯低于此動壓值。

圖9　轉鼓轉速-滯后系數/自由液面轉速關系

圖10　轉鼓轉速-相1動壓/混合物靜壓關系

3.2操作參數對流場以及分離性能的影響

3.2.1分離效率的定義

分離性能用分離效率來評價。根據物料平衡，懸浮液中的固相質量M應等于沉渣中固相質量Mc與分離液中固相質量Mf之和，即式（3）。

因此，分離總效率的定義為式（4）。總效率又稱固相回收率[1]。

3.2.2轉速差對分離性能的影響

轉速差是指轉鼓轉速與螺旋輸送器轉速之差，也即兩者的相對速度。轉速差直接影響排渣能力、上清液質量、泥餅干度等。在兩相數值模擬中改變轉速差，可以得出圖11，即轉速差與出渣口固渣含濕率和固相回收率的關系。從圖11中可以看出，轉速差總體上對固渣含濕率和固相回收率影響不大。當轉速差在10～30r/min時，隨著轉速差的增大，出渣含濕率增大，固相回收率降低。這是因為較低的轉速差使得物料在轉鼓中的停留時間增長，處理能力降低，使浮渣未被及時從排渣口排出，就反流回沉降區，從上清液中流失，導致上清液質量差。此外，轉速差過低，可能導致離心機損壞。式（5）為螺旋轉矩[12]公式。

圖11　轉速差對分離性能的影響

式中，KM為磨損系數；Frm為脫水區的平均分離因數，；LG為脫水區的軸向長度，mm； Δω為轉速差，r/min。

從式（5）可以看出，M與Δω成反比，當轉速差很小時，螺旋受到的扭矩將很大。甚至會由于螺旋阻力過大，螺旋受到的扭矩過大而損壞差速器。

而當轉速差在70r/min以上時，過大的轉速差會使得沉渣脫水時間縮短，脫水后沉渣含濕率增大。所以轉速差在30～70r/min是比較好的選擇。

3.2.3進料固相體積分數對沉降速度以及分離性能的影響

3.2.3.1進料固相體積分數對沉降（徑向）速度的影響

脫水用臥螺離心機半錐角α=9°～12°，一般用于中粗粒子和高濃度較易分離的懸浮液，本文研究的脫水用臥螺式浮渣分離離心機α=9°，適用于高濃度懸浮液的分離，所以本文模擬的固相進料體積分數在10%～60%之間變化。

假如顆粒在流體中的分布為均勻的四面體分布，則顆粒間距l與濃度的關系為式（6）[13]。

式中，C為顆粒的體積濃度；l/x為間距與粒徑之比。

當濃度增加，l/x減小，沉降過程中，顆粒間發生摩擦、碰撞而失去動能，即增加了阻力系數，從而沉降速度降低。

濃度對顆粒沉降速度的影響可以用式（7）考慮[13]。

式中，ut為未考慮濃度影響的沉降速度；uts為考慮了濃度影響后的沉降速度；n為顆粒雷諾數Rep的函數（如圖12），Rep<0.3時n=4.65，Rep>1000 時n=2.33。

由式（7）得出，濃度對顆粒沉降速度的影響大致呈n次方的負比例關系，即隨著濃度的增加，沉降速度逐漸降低。從圖13模擬結果分析也可以看出，徑向速度隨著徑向位置基本成拋物線的變化規律，而隨著進料固相濃度的增加，顆粒的沉降速度大都逐漸減小。

圖12　指數n和顆粒雷諾數之間的關系

3.2.3.2進料固相體積分數對分離性能的影響

從圖14模擬結果分析可以看出，進料固相體積分數總體上對進料口固渣含濕率、出渣含濕率和固相回收率影響不大。隨著進料固相體積分數的增大，由于進料濃度的增加，所以使得進料口固渣含濕率逐漸降低。而固相回收率先是緩慢增加，而當進料體積分數在50%以上時，其迅速降低。一方面這是由于如前文分析指出，濃度增加，顆粒沉降速度降低，使得顆粒在轉鼓內的停留時間增長，顆粒未及時沉降而從溢流口跑出，從而影響輸渣降低了固相回收率；另一方面，濃度過高會使螺旋輸送器承受載荷加大，從而影響其輸渣能力，降低分離性能。此外，由圖14數值模擬結果分析可以看出，出渣含濕率受固相濃度的影響不大，維系在59%～60%之間。

3.2.4顆粒粒徑對沉降速度以及分離性能的影響

3.2.4.1顆粒粒徑對沉降（徑向）速度的影響

顆粒的沉降速度可表達為如式（8）、式（9）的顆粒粒度x的函數[13]。

式中，τ為“分割常數”或“時間常數”；rω2為離心加速度；x為顆粒粒徑；Δρ（負）為顆粒與介質的密度差，Δρ=ρp?ρf（其中ρp為顆粒的密度，ρf為介質的密度）；μ為顆粒的黏度。

從式（8）和式（9）可以得出，在其余參數不變的情況下，顆粒的沉降速度與顆粒粒徑的二次方成正比。通過數值模擬分析，從圖15可以看出，0.005mm顆粒和0.05mm顆粒的沉降速度明顯低于2.5mm和3mm顆粒的沉降速度，甚至0.005mm顆粒的大部分徑向速度為正，這就是下文要分析的“反混”現象。此外，2.5mm顆粒和3mm顆粒分別在徑向位置大于50mm和58mm時的徑向速度基本為零，說明此兩種顆粒分別位于這兩個徑向位置以下，在其以上幾乎沒有顆粒。

圖13　進料體積分數對固相徑向速度的影響（x=265mm截面）

圖14　進料固相體積分數對分離性能的影響

圖15　顆粒粒徑對固相徑向速度的影響（x=150mm截面）

3.2.4.2顆粒粒徑對分離性能的影響

從圖16可以看出，顆粒粒徑對出渣含濕率和固相回收率的影響比較大。粒徑為0.005mm、0.01mm以及0.02mm的顆粒由于出液口和出渣口含渣量較低（見圖17），所以固相回收率和出渣含濕率較高。當顆粒粒徑在0.005～0.1mm之間變化時，隨著顆粒粒徑的增大，出渣含濕率逐漸增大，而固相回收率基本上逐漸減小，且總體上出渣含濕率較高，而固相回收率除了0.005mm、0.01mm以及0.02mm外都比較低。顯然，基于前文的分析，過于細微的顆粒在離心機中的沉降速度會比較小從導致分離效率的下降。

另一方面，時間常數小的顆粒不僅沉降速度小，而且對湍流也很敏感，即使顆粒已經沉降了，也很容易地被卷起——反混（remixing），導致分離效率下降。圖17和圖18分別為0.005mm顆粒的固相體積分數分布圖和徑向速度矢量圖，從中可以明顯看出這一現象。其中圖18為x=150～250mm截面y軸正方向上的局部放大圖，圖中的藍色箭頭代表顆粒徑向速度為負值，其余則為正值，說明部分顆粒朝轉鼓壁方向運動，出現了反混。

圖16　顆粒粒徑對分離性能的影響

圖17　z=10mm截面固相體積分數分布云圖

圖18　z=10mm截面固相徑向速度矢量圖（局部放大圖）

而當顆粒粒徑在0.1～0.5mm之間變化時，隨著顆粒粒徑的不斷增大，出渣含濕率顯著降低，而固相回收率也明顯提高。當顆粒粒徑在0.5mm以上時，固相回收率較高，基本維系在54%以上，出渣含濕率也相對較低，保持在60%左右，分離效率相對小粒徑顆粒顯著提升（見圖16模擬分析）。

前文已經說明本文研究的臥螺式浮渣分離離心機適用于高濃度、中粗離子的分離，所謂中粗粒子是指顆粒粒徑在0.1mm以上乃至幾個毫米[13]，以上模擬結果也證實了這點。

4　結論

本文采用Fluent軟件中的RNG k-ε湍流模型和多重參考系（MRF）方法以及Euler多相流模型，對一種臥螺式浮渣分離離心機進行了兩相數值模擬研究，模擬分析了這種臥螺離心機內的固液兩相體積分數分布以及操作參數和物性參數對流場和分離性能的影響，得到如下結論。

（1）流體沉降分層比較明顯，可以清楚地看到液面，水和浮渣的體積分數分布云圖基本達到了預期效果，浮渣在液池的內層，水在外層。在錐段離出渣口較近的區域以及出渣口位置，浮渣的體積分數維系在55%左右。

（2）流體流動受到轉鼓和螺旋轉動的雙重影響，當轉鼓轉速較高時，在轉鼓旋轉帶動筋板一起以相同速度高速旋轉的作用下，流體的轉動基本與轉鼓保持一致。轉鼓壁處的壓力主要是來自相1即液體高速旋轉運動對鼓壁所產生的壓力，而鼓壁處混合物的靜壓要明顯低于此動壓值。

（3）轉速差總體上對分離性能影響不大，但不能過低或是過高，保持在30～70r/min是比較好的選擇。進料濃度增加，顆粒沉降速度降低，分離效率會下降。小顆粒沉降速度底且易“反混”而分離性

能差，較大顆粒沉降速度高，分離性能明顯高于小粒徑顆粒，說明此臥螺離心機適用于高濃度、中粗粒子的分離。

參 考 文 獻

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研究開發

研究開發

Two-phase numerical simulation research in a decanter centrifuge of separating floating sludge

ZHU Mingjun，YUAN Huixin，FU Shuangcheng，DONG Liandong
（School of Mechanical Engineering，Changzhou University，Changzhou 213016，Jiangsu，China）

Abstract：Traditional decanter centrifuge is only used to separate heavy sludge rather than floating sludge.This research developed a two-phase numerical simulation on a decanter centrifuge in separating light solid floating sludge.The three dimension software Pro-E was used to build the 3D model.The computational fluid dynamics software Fluent was applied to analyze volume fraction distribution of the solid and liquid phase as well as the effects of operating conditions and fluid parameters on flow field and separation properties.The simulation was based on Euler multiple phase flow model and RNG k-ε turbulence model in a multiple coordinate reference system.The simulation results showed that the decanter centrifuge can be used to separate high density and middle-coarse particles；the fluid settling lamination was obvious and water was in the inner side while floating sludge outside of cistern；there was little effect of rotation speed discrepancy on separation properties.Rotation speed discrepancy in the range of 30—70r/min was optimal.With the increase of the feed concentration，particles’setting velocity and separation efficiency decreased.Low setting velocity for small particles resulted in less separation efficiency and coarse particles had higher separation capabilities because of quick setting velocity.

Key words：light floating sludge separation；decanter centrifuge；numerical simulation；separation properties

基金項目：科技部科技型中小企業創新基金（08C26213200648）及江蘇省2013年度高校研究生科研創新計劃（CXLX13_724）項目。

收稿日期：2014-07-21；

DOI：10.16085/j.issn.1000-6613.2015.02.007

文章編號：1000–6613（2015）02–0336–08

文獻標志碼：A

中圖分類號：TK-9

修改稿日期：2014-09-16。