沈國(guó)清， 楊亞龍， 安連鎖， 曹雅嫻

（1.華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京102206；2.天津市城安熱電有限公司，天津300204；3.天津市熱電公司，天津300161）

在石灰石－石膏濕法脫硫技術(shù)中，對(duì)石膏結(jié)晶和脫水工藝的控制很大程度上影響最終產(chǎn)品的質(zhì)量和脫水效率.為了高效率、高品質(zhì)地脫水，必須優(yōu)化反應(yīng)塔內(nèi)的石膏結(jié)晶過(guò)程，并使用符合脫水石膏晶體粒度分布的水力旋流器.

在石膏漿液脫水工藝指標(biāo)中，分離效率是指物料經(jīng)過(guò)旋流器后總的分離效率，即進(jìn)口物料中所有不同粒度的分散相顆粒在底流口被分離出來(lái)的質(zhì)量分?jǐn)?shù).但是物料中的分散相顆粒不是同一粒度，而是具有一定粒度分布的顆?；旌衔铮嗝撍に囈笏π髌骶_地分離出某粒度范圍的分散相顆粒.因此除了分離效率以外，還存在一個(gè)表征水力旋流器分級(jí)性能的指標(biāo)，即分級(jí)效率.

為了保證分級(jí)效率這一指標(biāo)，水力旋流器的結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作條件必須符合分散相粒度分布的要求.國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要利用試驗(yàn)、數(shù)值模擬和解析計(jì)算等方法研究特定用途水力旋流器分級(jí)效率的影響因素及其影響規(guī)律.Hsieh和Rajamani［1］利用無(wú)量綱渦－流函數(shù)運(yùn)動(dòng)方程和普朗特混合長(zhǎng)度模型以及軸對(duì)稱(chēng)假設(shè)對(duì)水力旋流器分級(jí)效率進(jìn)行了數(shù)值模擬，模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本相符；嚴(yán)禎榮［2］等利用Fluent軟件的RSM模型對(duì)水力旋流器的分級(jí)效率進(jìn)行了研究，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較，粗略地得出了顆粒分布的情況；Doby［3］、Wang［4］、Neesse［5］等人研究發(fā)現(xiàn)水力旋流器各種參數(shù)對(duì)其分級(jí)效率有重要影響，但由于研究方法與試驗(yàn)條件的差異，尚未形成統(tǒng)一的理論；邱家山［6］、Wills［7］、褚良銀［8］、李玉星［9］等人通過(guò)試驗(yàn)研究物料參數(shù)、操作參數(shù)對(duì)水力旋流器分級(jí)效率的影響，得出分散相質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大不利于小粒徑顆粒分級(jí)效率的提高、提高入口壓力有利于減小d50（分散相粒度）；趙慶國(guó)［10］通過(guò)解析計(jì)算確定d50，并發(fā)現(xiàn)唯有物料粒徑能影響d50.若利用數(shù)值模擬方法研究水力旋流器分級(jí)效率，對(duì)入口分散相顆粒粒度分布全面準(zhǔn)確地設(shè)置是較困難的，因而限制了對(duì)分級(jí)效率的研究，并且仍未確定較合理的兩相流模型；若利用試驗(yàn)的方法進(jìn)行研究，對(duì)顆粒粒徑的準(zhǔn)確測(cè)量也存在困難；測(cè)量方法有烘干樣本后利用鋼篩測(cè)量以及用激光散射粒度儀測(cè)量等，后者準(zhǔn)確度較高，但受石膏顆粒易沉降的影響.其測(cè)量結(jié)果仍欠佳.筆者通過(guò)分析分級(jí)效率對(duì)濕法煙氣脫硫（WFGD）工藝的影響，設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案，借助具有高速攪拌功能的Winner2000ZD激光粒度儀進(jìn)行試驗(yàn)研究，重點(diǎn)研究水力旋流器分級(jí)效率的影響因素及其影響規(guī)律，進(jìn)而指導(dǎo)優(yōu)化水力旋流器的結(jié)構(gòu).

1 分級(jí)效率

1.1 定義

分級(jí)效率又稱(chēng)級(jí)效率.對(duì)于固－液旋流器，若入口分散相顆粒為某單一的粒度，測(cè)量其分離效率，然后在其他條件不變的情況下測(cè)定若干不同粒徑分散相對(duì)應(yīng)的分離效率，再將粒度與分離效率的關(guān)系畫(huà)在一個(gè)二維坐標(biāo)中，連成平滑的曲線即分級(jí)效率曲線.單一粒度的折算前分級(jí)效率［11］：

折算分級(jí)效率［11］

式中：G（dx）為粒度x的分散相顆粒對(duì)應(yīng)的折算前分級(jí)效率；G′（dx）為粒度x的分散相顆粒對(duì)應(yīng)的折算分級(jí)效率（文中分級(jí)效率均指折算分級(jí)效率）；ρmo為溢流混合物的密度；ρmi為入口混合物的密度；ρmu為底流混合物的密度；co為溢流混合物中分散相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；ci為入口混合物中分散相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；cu為底流混合物中分散相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；fo（dx）為溢流混合物中粒度x的分散相顆粒的概率密度函數(shù)；fi（dx）為入口混合物中粒度x的分散相顆粒的概率密度函數(shù)；fu（dx）為底流混合物中粒度x的分散相顆粒的概率密度函數(shù)；F為分流比.

良好的分級(jí)效率體現(xiàn)在分離粒度較小、分級(jí)效率曲線較陡.分離粒度又稱(chēng)切割粒徑，表示分級(jí)效率曲線上某一特定的分離效率所對(duì)應(yīng)的分散相粒度.常用的分離粒度用d50表示，其意義是分級(jí)效率曲線上50%分離效率所對(duì)應(yīng)的分散相粒度，這個(gè)尺寸也稱(chēng)為等概率尺寸，表示這種粒度的顆粒從底流口與溢流管排出旋流器的幾率各占50%.分離粒度越小表示旋流器的分離能力越強(qiáng)，回收率越高.無(wú)因次分級(jí)效率曲線陡度用d25／d75或d10／d90表示，其意義是兩種不同分離效率對(duì)應(yīng)粒度的比值，反映分級(jí)尺寸的集中性，表征旋流器的分離精度［12］.

1.2 對(duì)石灰石－石膏濕法脫硫工藝的影響

在石灰石－石膏濕法脫硫技術(shù)中，良好的分級(jí)效率具有以下效果：有效控制漿液密度，即石灰石和石膏在漿液中的比例；減少石膏旋流器底流漿液中的石灰石成分；提高產(chǎn)品中的石膏純度，降低石灰石、灰粒、溶解鹽、氯離子、水分等的質(zhì)量分?jǐn)?shù).此外，分級(jí)效率的提高，一方面可使對(duì)應(yīng)顆粒的分離效率也得到提高；另一方面可以控制小粒徑顆粒隨底流進(jìn)入真空皮帶機(jī)堵塞抽氣孔的幾率，從而降低廠用電率和石膏二級(jí)脫水系統(tǒng)故障率［13］.

為了分析這一影響的機(jī)理，有必要分析石膏晶體結(jié)晶的物理過(guò)程.過(guò)飽和度σ是用于描述石膏結(jié)晶情況的參數(shù)

式中：ρ為溶液中石膏實(shí)際質(zhì)量濃度；ρ＊為相應(yīng)的石膏的飽和質(zhì)量濃度.

σ對(duì)晶體生長(zhǎng)速度的定性界限影響見(jiàn)圖1.當(dāng)σ小于0時(shí)，晶體溶入溶液直至達(dá)到飽和為止；當(dāng)σ大于0時(shí)，現(xiàn)有晶體繼續(xù)長(zhǎng)大，而且晶束（小分子團(tuán)）的聚集會(huì)形成新的晶種.整個(gè)工藝過(guò)程可看成是在晶體或偶然形成的晶束上單個(gè)分子的聚集和離散之間的動(dòng)態(tài)平衡.在相對(duì)過(guò)飽和度較低時(shí)，晶種生長(zhǎng)速度即晶體繁殖速度可忽略，因?yàn)槠滟|(zhì)量濃度還不足以使這些主要位于界面區(qū)的分子進(jìn)入新形成的晶束中（亞穩(wěn)平衡），而是在現(xiàn)有晶體結(jié)構(gòu)中牢固地結(jié)合.在這種情況下，現(xiàn)有晶體進(jìn)一步增長(zhǎng)而生成石膏.當(dāng)晶體飽和率進(jìn)一步增大后，更多的晶束可通過(guò)在溶液中的流動(dòng)從現(xiàn)有晶體中分離出來(lái)（二次析晶），晶體的繁殖起主導(dǎo)作用.

圖1 σ對(duì)晶體生長(zhǎng)速度的定性界限影響Fig.1 Qualitative influence of supersaturation degreeσon the crystal’s growth and reproductive rate

由以上分析可知，有必要對(duì)亞穩(wěn)平衡區(qū)域中相對(duì)過(guò)飽和度最大時(shí)的晶體粒度進(jìn)行有效分離，使結(jié)晶工藝滿(mǎn)足以下條件：已形成的石膏在現(xiàn)有晶體上長(zhǎng)大，形成的新晶體盡量少.此項(xiàng)工藝要求石膏旋流器能精確、高效地分選出一定粒徑的石膏晶體.

在石膏脫水工藝中高效率、高精度地將某粒徑以上的石膏晶體分選出來(lái)，其余的分散相粒徑較小的稀漿液經(jīng)過(guò)廢水旋流器的濃縮后返回反應(yīng)塔繼續(xù)參與吸收SO2的反應(yīng)，從而可以更好地控制石膏的結(jié)晶過(guò)程，實(shí)現(xiàn)提高脫硫效率、石灰石利用率和最終產(chǎn)品品質(zhì)，降低廠用電率和提高脫硫設(shè)備安全性的目標(biāo).

2 分級(jí)效率的試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

水力旋流器的各結(jié)構(gòu)參數(shù)、操作參數(shù)和物料參數(shù)都會(huì)影響其分級(jí)效率.利用圖2所示試驗(yàn)臺(tái)，使用不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的旋流器對(duì)特定參數(shù)的石膏漿液進(jìn)行不同操作參數(shù)下的分級(jí)試驗(yàn).

試驗(yàn)流程為石膏排出泵從石膏漿液罐中抽取待分離的石膏漿液，通過(guò)再循環(huán)閥調(diào)節(jié)石膏旋流器入口壓力，使其穩(wěn)定在實(shí)驗(yàn)所需的各個(gè)值，在石膏旋流器入口管道裝設(shè)數(shù)字流量計(jì)和壓力表，被石膏旋流器分離后的溢流漿液和底流漿液分別經(jīng)過(guò)流量測(cè)量裝置返回石膏漿液罐中.為了防止?jié){液罐中石膏沉降，在其中加裝了攪拌器.

圖2 試驗(yàn)流程示意圖Fig.2 Flow chart of the experimental test

試驗(yàn)所用重要儀表規(guī)范見(jiàn)表1.

表1 重要儀表規(guī)范Tab.1 Specifications of key instruments

試驗(yàn)中入口壓力分別控制到80kPa、90kPa、100kPa、105kPa和115kPa.物料為從工程現(xiàn)場(chǎng)取樣的石膏漿液，其參數(shù)見(jiàn)表2和圖3.通過(guò)對(duì)平衡軌道理論模型、前期試驗(yàn)數(shù)據(jù)的回歸模型的研究以及對(duì)進(jìn)口產(chǎn)品規(guī)格的估算確定石膏旋流器的直徑.因?yàn)槭嘈髌髦饕诌x與連續(xù)相密度差值并不太大的不同粒度顆粒，并且工程要求的分離效率較高，所以選擇的錐角比較小.錐角的確定需要通過(guò)驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)實(shí)現(xiàn).根據(jù)圓錐段的高度、處理量大小、入口壓力以及分離粒度要求確定圓柱段高度.由旋流器直徑、處理量以及入口壓力要求設(shè)置入口管當(dāng)量直徑.溢流管、底流口、入口結(jié)構(gòu)參數(shù)按照試驗(yàn)方案的要求選取，見(jiàn)表3.

表2 物料參數(shù)Tab.2 Operating parameters

圖3 入口漿液的粒度分布Fig.3 Particle size distribution of the inlet slurry

表3 結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.3 Structure parameters

2.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)測(cè)量和分級(jí)效率計(jì)算

試驗(yàn)中分別在再循環(huán)管、溢流管和底流管處對(duì)石膏漿液進(jìn)行取樣，利用實(shí)驗(yàn)天平和激光粒度分析儀測(cè)定入口漿液、溢流漿液和底流漿液的體積流量、密度和粒度分布等指標(biāo).表4和表5分別為基準(zhǔn)石膏旋流器在入口壓力80kPa和90kPa下1～15μm粒徑范圍內(nèi)的分級(jí)效率試驗(yàn)數(shù)據(jù)，其中的分級(jí)效率值是按照式（3）計(jì)算所得的折算分級(jí)效率，實(shí)驗(yàn)方案中其他試驗(yàn)數(shù)據(jù)的獲取和處理方法與其類(lèi)似.

表4 入口壓力80kPa下分級(jí)效率試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.4 Experimental data of separation efficiency at an inlet pressure of 80kPa（a）試驗(yàn)條件

表5 入口壓力90kPa下分級(jí)效率試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.5 Experimental data of separation efficiency at an inlet pressure of 90kPa

續(xù)表

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 入口壓力對(duì)水力旋流器分級(jí)效率的影響

圖4為直切式入口石膏旋流器分級(jí)效率曲線.由圖4可見(jiàn)，在分散相粒度小于4μm的區(qū)域分級(jí)效率曲線出現(xiàn)波峰，這是因?yàn)闈{液中小顆粒氧化鈣、硅酸鹽等密度較大，分離效率較高.在入口壓力為90～105kPa內(nèi)，分級(jí)效率曲線隨入口壓力的升高向左上方移動(dòng)，80kPa的曲線介于100kPa和105 kPa之間.入口壓力為80kPa時(shí)，石膏漿液的湍流強(qiáng)度較小，雷洛切應(yīng)力較小，石膏晶體受到機(jī)械應(yīng)力的影響小，晶體可以保持較大粒徑的狀態(tài)［14］.

圖4 入口壓力對(duì)分級(jí)效率的影響（直切式入口）Fig.4 Influence of inlet pressure on the separation efficiency （tangential inlet）

圖5為入口壓力對(duì)分流比的影響.由圖5可知，在入口壓力為80kPa以下時(shí)石膏旋流器的分流比較大，對(duì)應(yīng)粒度的分離效率較高.若不考慮以上因素的影響，石膏旋流器的分離效率隨入口壓力的升高而升高，而分離粒度隨入口壓力的升高而變小.

3.2 溢流管結(jié)構(gòu)對(duì)水力旋流器分級(jí)效率的影響

圖5 入口壓力對(duì)分流比的影響Fig.5 Influence of inlet pressure on the split ratio

圖6 溢流管內(nèi)徑對(duì)分級(jí)效率的影響Fig.6 Influence of overflow pipe＇s inner diameter on the separation efficiency

圖6為溢流管內(nèi)徑對(duì)分級(jí)效率的影響.由圖6可知，口徑較小的溢流管對(duì)小顆粒的分離效率較低，而對(duì)其他顆粒的分離效率較高.口徑較大的溢流管分離效率較低，分離粒度較大，分離精度較差.口徑適中的溢流管分級(jí)效率和分離效率最高.因?yàn)橐缌鞴芸趶捷^小時(shí)，小粒徑顆粒易隨循環(huán)流流入錐段器壁附近，甚至部分進(jìn)入壁面邊界層，進(jìn)而進(jìn)入底流.但是進(jìn)入小溢流管的溢流工質(zhì)壓力較低，流量較小，從而使分離粒度較小，分離精度也較高.而溢流管口徑較大時(shí)，未經(jīng)充分離心沉降分離的工質(zhì)以較高分散相質(zhì)量分?jǐn)?shù)的狀態(tài)流進(jìn)溢流管，造成分離精度較差，分流比較小，分離效率較低.

圖7 溢流管插入深度對(duì)分級(jí)效率的影響Fig.7 Influence of overflow pipe＇s inserting depth on the separation efficiency

圖7為溢流管插入深度對(duì)分級(jí)效率的影響.由圖7可知，隨著溢流管插入深度的增加，分級(jí)效率整體呈升高的趨勢(shì)，并且小顆粒分散相的分離效率有所升高.因?yàn)橐缌鞴懿迦肷疃仍黾雍?，一方面流體在旋流器柱段停留的時(shí)間更長(zhǎng)，離心沉降效果更好；另一方面是較深的溢流管可與零軸向速度包絡(luò)面形成一個(gè)封閉的空間，成功阻止了循環(huán)流對(duì)小粒徑分散相分離的破壞作用，使分級(jí)精度提高［15］.此外，隨著溢流管插入深度的增加，分離粒度減小，原因是當(dāng)溢流管插入深度較小時(shí)，粗顆?？赏ㄟ^(guò)旋流器頂蓋下的短路流進(jìn)入溢流管［16］.然而，在工程使用壓力下，隨著溢流管插入深度的增加，旋流器分流比變小，分離效率降低，所以應(yīng)選擇適當(dāng)?shù)囊缌鞴懿迦肷疃?

圖8為溢流管厚度對(duì)分級(jí)效率的影響.隨著石膏旋流器溢流管壁厚的增加，分級(jí)效率先升高后降低；壁厚d2與其他兩種壁厚相比，在各個(gè)粒徑范圍內(nèi)分離效率較高，并且分級(jí)粒度較小，分級(jí)精度較高.這是因?yàn)橐缌鞴鼙谶m當(dāng)加厚有以下優(yōu)點(diǎn)：首先可有效地減少短路流；其次可降低水力旋流器的內(nèi)部損失；最后可使零轉(zhuǎn)速包絡(luò)面變?yōu)榘j(luò)空間，從而提高分離精度［15］.當(dāng)厚度進(jìn)一步增加后，因?yàn)樵谥瘟鲃?dòng)空間較小，溢流管外壁對(duì)工質(zhì)流動(dòng)干擾較大，減弱了工質(zhì)在柱段的離心沉降作用；還由于溢流管與柱段內(nèi)壁之間區(qū)域流體壓力較大，在溢流管下部的低壓區(qū)易形成跑粗現(xiàn)象［17］.

圖8 溢流管厚度對(duì)分級(jí)效率的影響Fig.8 Influence of overflow pipe＇s wall thickness on the separation efficiency

3.3 底流口結(jié)構(gòu)對(duì)水力旋流器分級(jí)效率的影響

圖9為底流口結(jié)構(gòu)對(duì)分級(jí)效率的影響.由圖9可知，石膏旋流器底流口內(nèi)徑較大時(shí)，其分離效率較高，分離粒度較小且受底流口長(zhǎng)度影響很微小.這是因?yàn)楫?dāng)石膏旋流器底流口內(nèi)徑較大時(shí)，其分流比較大，很大比例的分散相隨底流流出，對(duì)應(yīng)粒度的分離效率相應(yīng)較高.然而當(dāng)?shù)琢骺趦?nèi)徑較小時(shí)，其分離效率和分離粒度受底流口長(zhǎng)度影響較大.其中，較短的底流口對(duì)微小顆粒有較高的分離效率，但分離精度較差.這是因?yàn)檩^短的底流口造成漿液在石膏旋流器中的停留時(shí)間較短，限制了循環(huán)流對(duì)提高分離精度的作用，致使微小顆粒的分散相在較大的空氣柱負(fù)壓下因沒(méi)有充足的離心分離時(shí)間而未得到良好的分離.

3.4 入口管結(jié)構(gòu)對(duì)水力旋流器分級(jí)效率的影響

圖10為兩種入口管結(jié)構(gòu)對(duì)分級(jí)效率的影響.由圖10可知，螺旋線入口旋流器的分級(jí)效率和分離效率較直切式入口旋流器有很大的改善.因?yàn)橹鼻惺饺肟谠斐闪鲌?chǎng)的突變，容易形成湍流和擾動(dòng)，流體主流運(yùn)動(dòng)速度的突變和大渦之間的非線性相互作用形成大量小尺寸渦，使黏性耗散作用大大加強(qiáng)，所以直切式入口引起的進(jìn)料部位局部能量損耗較大，并且對(duì)后續(xù)流動(dòng)的穩(wěn)定和能量耗散也起負(fù)面影響.螺旋線式入口能使水力旋流器的壓降減小，流場(chǎng)穩(wěn)定，空氣柱的偏心和擺動(dòng)減弱，分離效率提高，分級(jí)精度提高，分離粒度減?。?8－20］.

圖9 底流口結(jié)構(gòu)對(duì)分級(jí)效率的影響Fig.9 Influence of underflow pipe＇s structure on the separation efficiency

圖10 入口管結(jié)構(gòu)對(duì)分級(jí)效率的影響（90kPa壓力）Fig.10 Influence of inlet pipe＇s structure on the separation efficiency（90kPa）

螺旋線式入口旋流器（見(jiàn)圖11）工況適應(yīng)性強(qiáng)，其分級(jí)效率受入口壓力和流量的影響很小，能維持很穩(wěn)定的工作狀態(tài)，在不同入口壓力下旋流器的分級(jí)效率曲線幾乎一致；而直切式入口旋流器的分級(jí)效率曲線受入口壓力的影響很大，由于入口壓力的湍流擾動(dòng)作用，壓力的黏性耗散效應(yīng)比較強(qiáng)烈.

圖11 螺旋線式入口旋流器分級(jí)效率與壓力的關(guān)系Fig.11 Influence of inlet pressure on the separation efficiency（helix inlet）

4 結(jié) 論

（1）石膏旋流器入口壓力提高時(shí)分級(jí)效率和分離效率有所提高，但由于較大的分流比和較小的雷洛切應(yīng)力有利于提高分級(jí)效率和分離效率，所以在較低入口壓力下其分級(jí)效率和分離效率并不低.

（2）隨著石膏旋流器溢流管內(nèi)徑的增大和溢流管壁厚的增加，其分級(jí)效率先升高后降低；隨著溢流管插入深度的增加，分級(jí)效率整體呈升高的趨勢(shì)，小顆粒分散相的分離效率也顯著提高.

（3）石膏旋流器底流口內(nèi)徑較大時(shí)，底流口長(zhǎng)度對(duì)其分級(jí)效率的影響很微小，并且能維持較高的分級(jí)效率.較小口徑底流口的石膏旋流器的分級(jí)效率受底流口長(zhǎng)度影響較大，在長(zhǎng)度較短時(shí)旋流器對(duì)微小顆粒的分離效率較高，但分離精度較差.

（4）螺旋線式入口旋流器的分級(jí)效率較直切式入口旋流器有很大的改善，并且入口壓力的適應(yīng)范圍也較廣.

［1］ HSIEH K T，RAJAMAN I R K.Mathematical model of the hydrocyclone based on physics of fluid flow［J］.AICHE Journal，1991，37（5）：735－746.

［2］ 嚴(yán)禎榮.WFGD水力旋流器中石灰石顆粒分級(jí)試驗(yàn)與數(shù)值模擬［J］.熱能與動(dòng)力工程，2010，25（3）：321－325.YAN Z R.Experiment and numerical simulation of limestone granule classification for hydrocyclone in wet flue gas desulfurization process［J］.Journal of Thermal Energy ＆ Power Engineering，2010，25（3）：321－325.

［3］ DOBY M J，KRAIPECH W，NOWAKOWSKI A F.Numerical prediction of outlet velocity patterns in sol－id－liquid separator［J］.Chemical Engineering Journal，2005，111（2／3）：173－180.

［4］ WANG B，YU A B.Numerical study of particle－fluid flow in hydrocyclones with different body dimensions［J］.Chemical Engineering，2006，19（10）：1022－1033.

［5］ NEESSE T，SCHNEDER M，GOLYK V，etal.Measuring the operating state of a hydrocyclone［J］.Chemical Engineering，2004，17（5）：697－703.

［6］ 邱家山，陳文梅，杜燕，等.固體濃度、顆粒大小和安裝傾角對(duì)水力旋流器分離性能的影響［J］.過(guò)濾與分離，1995，5（2）：3－6.QIU Jiashan，CHEN Wenmei，DU Yan，etal.Effects of solid content，particle size and setting angle on separation performance of a hydroceclone［J］.Journal of Filtration ＆Separation，1995，5（2）：3－6.

［7］ WILLS B A.Factors affecting hydrocyclones performance［J］.Mining Magazine，1980，72（2）：142－146.

［8］ 褚良銀.固液分離用水力旋流器的設(shè)計(jì)［J］.化工裝備技術(shù)，1995，16（1）：10－13.CHU L Y.Design on solid－liquid separation hydrocyclone［J］.Chemical Equipment Technology，1995，16（1）：10－13.

［9］ 李玉星，馮叔初，寇杰，等.油水分離用水力旋流器分離性能曲線與實(shí)驗(yàn)［J］.石油機(jī)械，2000，28（12）：10－13.LI Y X，F(xiàn)ENG S C，KOU J，etal.Numerical simulation of performance of deoiling hydrocyclone［J］.China Petroleum Machinery，2000，28（12）：10－13.

［10］ ZHAO Qingguo，MA Chongfang.Theoretical predictions of migration probabilities of liquid－liquid hydrocyclones separating light dispersions［J］.Chinese Journal of Chemical Engineering，2002，10（2）：183－189.

［11］ 褚良銀，陳文梅，戴光清，等.水力旋流器［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，1998：49－69.

［12］ 曹衛(wèi)，方瑩.脫硫用水力旋流器進(jìn)口壓力與濃度對(duì)其性能影響的研究［J］.中國(guó)非金屬礦工業(yè)導(dǎo)刊，2007，28（3）：7－10.CAO W，F(xiàn)ANG Y.Experiment investigation of impact for performance for inlet pressure and consistence of hydrocyclone in desulfurizing［J］.China Nonmetallic Mining Industy Herald，2007，28（3）：7－10.

［13］ 趙志峰，都麗紅，李秋萍.電廠煙氣脫硫脫水系統(tǒng)的研究［J］.化工裝備技術(shù)，2004，25（2）：7－10.ZHAO Z F，DU L H，LI Q P.Research of flue gas desulfurization dehydration system in the power plant［J］.Chemical Equipment Technology，2004，25（2）：7－10.

［14］ 張雅珊.湍流對(duì)旋流器分離和分級(jí)的影響［J］.選煤技術(shù)，2006，34（3）：50－52.ZHANG Y S.The influence of turbulence on separation and classification of the hydrocyclone［J］.Coal Preparation Technology，2006，34（3）：50－52.

［15］ DAI G Q，CHEN W M，LI J M，etal.Experimental study of solid－liquid two－phase flow in a hydrocyclone［J］.Chemical Engineering Journal，1999，74（3）：211－216.

［16］ GENG Liping，YAN Zhenrong，ZHU Jiaqi，etal.Numerical analysis of hydrocyclone with different vortex finder in wet limestone－gypsum FGD system［C］／／2010Asia－Pacific Power and Energy Engineering Conference，APPEEC 2010－Proceedings.Chengdu：［s.n.］，2010：1－4.

［17］ 黃軍，安連鎖.溢流口結(jié)構(gòu)對(duì)石膏旋流器分離性能的影響［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2011，31（2）：137－141.HUANG J，AN L S.Influence of the overflow port＇s structure on separation performance of gypsum cyclones［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（2）：137－141.

［18］ HU Mingzhen，PENG Huiqing.Research of new inlet for hydrocyclone based on CFD［C］／／2010Third International Conference on Information and Computing.Wuxi：［s.n.］，2010：222－225.

［19］ LIU P K，CHU LY，WANG J，etal.Enhancement of hydrocyclone classification efficiency for fine particles by introducing a volute chamber with a pre－sedimentation function［J］.Chemical Engineering ＆ Technology，2008，31（3）：474－478.

［20］ NOROOZI S，HASHEMABADI S H.CFD simulation of inlet design effect on deoiling hydrocyclone separation efficiency［J］.Chemical Engineering ＆ Technology，2009，32（12）：1885－1893.