魏月友，孫姣，陳文義

（1.河北工業(yè)大學化工學院，天津 300130；2.河北工業(yè)大學工程流動與過程強化研究中心，天津 300130）

離心浮選機結(jié)構(gòu)對流場影響的數(shù)值模擬

魏月友1,2，孫姣1,2，陳文義1,2

（1.河北工業(yè)大學化工學院，天津 300130；2.河北工業(yè)大學工程流動與過程強化研究中心，天津 300130）

為探討浮選機結(jié)構(gòu)對流場的影響，對整體浮選機流場的分布特性進行了數(shù)值模擬．以自吸式離心浮選機為模型，使用計算流體動力學軟件STAR CCM+，運用Realizable k-湍流模型和VOF多相流模型，采用SIMPLE算法對速度和壓力進行耦合求解，得到了速度、壓力、湍動能以及氣液相含率的分布規(guī)律．模擬結(jié)果表明，吸氣量、噴嘴出口動能和湍動能值隨噴嘴直徑增大而減小，當噴嘴直徑為19 mm時效果較好．外筒體流場存在較大的速度梯度，速度值從7～8m/s降至1m/s以下．礦化氣體在外筒體的彌散程度較低，入料初始階段氣含率均一度僅為20%～30%．

STAR CCM+；離心浮選機；噴嘴；全流場；數(shù)值模擬

0 引言

自吸式離心浮選機是礦物加工領(lǐng)域中分選細粒物料的重要設(shè)備之一，其綜合利用了重力場以及離心力場的優(yōu)點，具有單位處理量大、占地面積小、能耗小、浮選時間短、分選精度高和分選粒度下限低等特點，克服了傳統(tǒng)浮選中較長浮選時間與較大浮選空間的限制，從而提高了生產(chǎn)能力[1-3]．常規(guī)浮選主要以碰撞礦化為主導(dǎo)，離心浮選則多種礦化方式并存：湍流碰撞礦化、微泡析出礦化和微泡兼并礦化等[4-8]．自吸氣式離心浮選機較好地滿足“動態(tài)礦化、靜態(tài)浮選”的理念，但工廠生產(chǎn)運行中存在著泡沫層不穩(wěn)定、顆粒跑粗嚴重致使噴嘴阻塞現(xiàn)象，影響分選效率．

由于離心浮選機內(nèi)部流場十分復(fù)雜、仍未摸清分布狀況，現(xiàn)有的研究建立普遍性理論和計算方法比較困難，并且周期較長、成本較高．為了進一步研究、改進和優(yōu)化浮選機的結(jié)構(gòu)，提高自吸氣式離心浮選機的浮選效率，結(jié)合浮選機在選煤廠運行狀況，本文對浮選機整機流場及速度、壓力、湍動能等分布特性做了較為系統(tǒng)的模擬研究．

1 計算模型與工作原理

自吸式離心浮選機和氣泡發(fā)生器結(jié)構(gòu)如圖1所示，其工作原理是有壓礦漿自入料管進入環(huán)形給料槽，然后分配給氣泡發(fā)生器，由噴嘴噴出，在混合室產(chǎn)生負壓，同時由吸氣口吸入大量空氣，空氣和礦漿充分混合，空氣被破碎成大量微細氣泡，研究表明[9-10]，氣泡發(fā)生器產(chǎn)生的氣泡尺寸小于0.384mm的約為95%，適用于微泡浮選、分選細粒物料．氣泡發(fā)生器內(nèi)極高的湍流強度促進了氣泡和礦粒的充分混合接觸，氣泡和礦粒粘附，從而實現(xiàn)礦化．礦化后的礦漿切向進入浮選槽外筒體，同時由于壓力降低使溶解在礦漿中的氣泡再次析出[11]，礦化氣泡在浮力與離心力場的綜合作用下，在浮選槽外筒體中做低速旋轉(zhuǎn)，升浮至內(nèi)筒體從精礦出口排出．親水矸石則不與氣泡發(fā)生作用，保留在礦漿中，沿浮選槽外筒體錐段迅速螺旋下降，由尾礦出口排出，實現(xiàn)了浮選槽中精礦和尾礦的分離．

本計算以汾西礦務(wù)局水峪煤礦自吸式離心浮選機為研究對象：結(jié)構(gòu)為柱錐形，外筒直徑2 000mm，高2 000mm，內(nèi)筒直徑500mm，柱段高550mm，錐段高550mm，由8個氣泡發(fā)生器礦化給料，切向給料點距外筒體柱段下邊緣為50 mm．浮選機網(wǎng)格模型示意如圖2所示，采用多面體網(wǎng)格，體網(wǎng)格數(shù)為2 262 723，坐標原點位于柱錐段連接處Z=0平面．

圖1 離心浮選機結(jié)構(gòu)簡圖及氣泡發(fā)生器局部圖Fig.1 Structurediagram of centrifugal flotation and bubblegenerator

圖2 浮選機網(wǎng)格模型示意圖Fig.2 Meshmodelof centrifugal flotation

2 控制方程及求解方法

2.2 求解方法與邊界條件

采用有限體積法計算連續(xù)介質(zhì)模型，選用VOF多相流模型捕捉相界面，由Realizable k-湍流模型封閉方程組．選擇分離求解器，基于SIMPLE算法求解流場中的壓力和速度耦合，對流項采用二階迎風差分格式．

浮選機實際運行時，存在著礦粒、氣泡、水、浮選藥劑等多相的流動，各相之間又相互作用，還涉及到礦粒與氣泡間的碰撞、粘附、升浮或脫落，受計算流體動力學軟件限制，目前不能提供一種多相流模型來完整描述浮選過程的粘附與脫落現(xiàn)象，因此必須通過簡化來模擬，用擬均相方法處理氣液固三相流動，將粘附顆粒的礦化氣泡視為連續(xù)相氣體，假設(shè)每個氣泡上粘附5個精礦顆粒，求得=59.1kg/m3、=5.84×104Pa s，通過研究氣液運動和分布狀況，考察流動特性對浮選動力學的影響．

礦漿入口為質(zhì)量流量進口，可根據(jù)礦漿處理量計算，介質(zhì)設(shè)為水；氣體入口為停滯入口，初始狀態(tài)為大氣壓，通過形成負壓完成自吸；尾礦出口為壓力出口，根據(jù)初始液面高度計算，P=gh；精礦出口為大氣壓．其它邊界設(shè)為壁面，壁面按無滑移條件處理，并用壁面函數(shù)法求解．邊界條件設(shè)置見表1．

表1 邊界條件參數(shù)設(shè)置Tab.1 Parametersetting ofboundary conditions

3 模擬結(jié)果分析與討論

3.1 環(huán)形給料槽流場分析

環(huán)形給料槽作為礦漿分配器，為礦化裝置提供有壓礦漿．環(huán)形給料槽與氣泡發(fā)生器的8個連接出口，由入料管逆時針旋轉(zhuǎn)依次編號為1～8．表2為環(huán)形給料槽不同出口的質(zhì)量流量和壓力值，根據(jù)表中壓力報告值顯示，環(huán)形給料槽出口壓力基本保持均一狀態(tài)，礦漿壓力及流量的均一有利于液面和泡沫層的穩(wěn)定．

表2 不同出口的質(zhì)量流量與壓力值Tab.2 Mass flow and pressureatdifferentoutlets

3.2 氣泡發(fā)生器流場分析

3.2.1 氣泡發(fā)生器工作狀況與流場模擬

氣泡發(fā)生器是離心浮選機的關(guān)鍵部件，自吸氣、破碎成氣泡、氣泡礦化同時完成．該礦化裝置充分利用了射流泵原理，有壓礦漿自噴嘴噴出，根據(jù)伯努利方程，壓能向動能轉(zhuǎn)化，混合室內(nèi)形成負壓，空氣經(jīng)吸氣管進入混合室，在喉管內(nèi)的強湍流作用下，空氣與礦漿相互剪切、破碎，充分礦化[13-15]．根據(jù)速度矢量圖3可以看出，由于氣泡發(fā)生器自身結(jié)構(gòu)以及吸氣管與混合室的連接方式，混合室內(nèi)出現(xiàn)多處漩渦以及氣體對噴嘴的直接沖擊，對能量的損耗以及吸氣量有一定的影響．氣泡發(fā)生器的噴嘴直徑、收縮角、面積比和喉嘴距等參數(shù)都會影響礦化效果．根據(jù)選煤廠生產(chǎn)運行中反饋，由于噴嘴直徑較小，顆粒跑粗致使噴嘴阻塞嚴重，因此增大噴嘴直徑的同時保證吸氣量、湍動強度以及給入旋流的壓力及速度等流體動力學性能尤為關(guān)鍵，設(shè)

計合理的氣泡發(fā)生器結(jié)構(gòu)有助于提高礦化效果，并減小使用中故障的頻率．

3.2.2 不同噴嘴直徑下氣泡發(fā)生器性能研究

選煤廠氣泡發(fā)生器的噴嘴直徑為18 mm，針對工廠反饋由于噴嘴直徑小引起的易堵塞現(xiàn)象，分別對（18mm、19 mm、20 mm、21mm、22mm）5組氣泡發(fā)生器充氣性能進行模擬研究，吸氣量和噴嘴出口速度隨噴嘴直徑變化曲線如圖4所示．從圖4中可以看出隨著噴嘴直徑的增大，吸氣量與噴嘴出口速度呈現(xiàn)明顯的下降趨勢，吸氣量是表征氣泡發(fā)生器性能的重要參數(shù)，氣含率越大，浮選機內(nèi)氣體含量增大，氣體的比表面積越大，所能提供顆粒粘附的載體越多，浮選能力越強．噴嘴出口速度代表著氣泡發(fā)生器吸氣動力，動能與壓能的相互轉(zhuǎn)化，隨著噴嘴直徑加大，動能減小，隨之形成的負壓能越小，吸氣動力減弱．噴嘴直徑大于19 mm后，噴嘴出口速度下降較為明顯，噴嘴出口直徑對物料在噴嘴處的出口速度影響較為敏感．

圖3 氣泡發(fā)生器內(nèi)速度矢量場及局部放大圖Fig.3 Velocity vectordistribution of bubblegenerator and partially enlarged

圖5為不同噴嘴出口直徑下沿氣泡發(fā)生器縱向坐標的湍動能變化值，此處坐標軸以噴嘴進口為坐標原點，縱軸向下為負值．從圖5中可以看出，從礦漿進入氣泡發(fā)生器至噴嘴出口處，湍動能逐漸達到最大值，氣液相在此處發(fā)生激烈的碰撞，進入喉管后湍動能逐漸降低，影響了三相混合及礦化．隨著噴嘴直徑加大，氣泡發(fā)生器內(nèi)的湍動程度呈降低趨勢，大于19mm后下降顯著．湍動程度是影響氣泡礦化中慣性碰撞機理的重要因素，細粒浮選中，脫落功較小，紊流度的增加有利于微細粒礦物的浮選．

圖4 吸氣量與噴嘴出口速度隨噴嘴直徑變化圖Fig.4 Inspiratory capacity and nozzleoutervelocity atdifferent nozzleouter diameters

圖5 不同噴嘴出口直徑下沿氣泡發(fā)生器縱向坐標的湍動能變化值Fig.5 Turbulentkineticenergy in z axisofbubblegeneratoratdifferent nozzle outer diameters

3.3 浮選機筒體流場分析

氣泡礦化后的礦漿切向入料至浮選槽，某切向入料管至浮選槽所建立探針監(jiān)測的速度和壓力變化值見圖6，由于直徑突然擴大以及三相梯度發(fā)生突變，速度及壓力迅速下降、變化趨勢一致，到達外筒壁（徑向坐標為1.0m）時，速度由7m/s降至1m/s以下．氣泡發(fā)生器形成負壓時所吸入的空氣，由于受到壓力作用，一部分溶解在礦漿中，當進入分選槽后，動壓能向靜壓能轉(zhuǎn)變，壓力降低．礦漿中的過飽和空氣以微泡形式優(yōu)先于疏水礦粒上析出，從而使未礦化顆粒再次礦化．微泡析出浮選相比于傳統(tǒng)機械攪拌式充氣浮選，具有選擇性好、浮選速度快等優(yōu)點．

浮選槽縱截面（X=0）的礦化氣體含率如圖7所示，礦化氣泡進入浮選槽外筒體后，在離心力及浮力的綜合作用下，迅速螺旋上升形成穩(wěn)定的泡沫層，而泡沫層液面呈內(nèi)凹錐形，因此無需刮板，礦化泡沫即可內(nèi)旋轉(zhuǎn)入內(nèi)筒體精礦槽，由精礦出口排出，通過調(diào)節(jié)精礦槽溢流堰高度即可調(diào)節(jié)精礦品味，而親水矸石則由尾礦出口排出．該結(jié)構(gòu)取消了常規(guī)浮選機中的刮泡裝置，結(jié)構(gòu)簡化，動力消耗減?。?/p>

圖6 切向入料口處速度和壓力值Fig.6 Velocity and pressurevaluesin tangential inletofouter flotation cell

圖7 縱截面X=0氣含率云圖Fig.7 Contour diagram ofairholdup at X=0

浮選槽外筒橫截面Z=0.05m、0.25m、0.5m速度云圖見圖8，顯示流場中存在較大的速度梯度，切線入料段進入外筒體壁面處達到7～8m/s，靠近精礦收集槽內(nèi)筒體處降至1m/s左右，可能引起嚴重的偏流問題以及氣泡兼并和液面翻花現(xiàn)象．另外可以看出，隨Z軸向上增大，速度梯度逐漸減?。V化氣泡由切向入料段進入浮選槽后，與礦將混合速度有所減緩，隨液面上升，礦化氣泡慣性減小，速度梯度減小．

沿浮選槽Z軸方向氣含率均一度的變化趨勢如圖9所示，外筒的氣體彌散程度在入料初始階段并不大，氣含率僅為20%左右，隨著Z軸縱向高度的增大，外筒體中氣含率均一度呈逐漸上升的趨勢，礦漿中氣體分散度增大．空氣分散度越高，表明礦化氣泡在浮選機中分散越均勻．團聚現(xiàn)象使礦化氣泡分布不均勻，易造成氣泡的兼并和細泥的機械夾帶，減小精礦的回收率．

圖8 Z=0.05m、Z=0.25m、Z=0.5m截面速度云圖Fig.8 Velocity contour diagram atthree crosssections (Z=0.05m,Z=0.25m,Z=0.5m)

圖9 氣含率均一度沿Z軸方向的變化Fig.9 Uniformity distribution of airholdup along the Z axis

4 結(jié)論

1）環(huán)形給料槽與氣泡發(fā)生器各連接出口流量和壓力基本處于均一狀態(tài)，利于液面及泡沫層的穩(wěn)定．2）通過對氣泡發(fā)生器不同噴嘴出口直徑下的流場模擬，可知噴嘴直徑增大，吸氣量、噴嘴出口速度和湍動能值隨之減小，19mm時效果較好．同時氣泡發(fā)生器流場中由于漩渦的存在，造成了較大的能耗．

3）由于切向進料，浮選槽外筒體空間，流場存在較大的速度梯度，速度值從外筒壁面處的7～8m/s到內(nèi)筒壁面降至1m/s以下．礦化氣體在外筒體的彌散程度較低，入料初始階段氣含率均一度僅為20%～30%．可適當添加擋板或?qū)Я餮b置，避免較大的速度梯度及偏流等問題．

4）浮選機流場的數(shù)值模擬能夠為結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供借鑒意義，并對指導(dǎo)工業(yè)生產(chǎn)具有一定的參考價值．

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[責任編輯 田豐]

Numerical simulation on theeffectof centrifugal flotationmachine structureon flow field

WEIYue-you1,2，SUN Jiao1,2，CHENWen-yi1,2

(1.School of Chemical Engineering,HebeiUniversity of Technology,Tianjin 300130,China;2.Research Center of Engineering Fluid and Process Enhancement,HebeiUniversity of Technology,Tianjin 300130,China)

In order to discuss the effectof the structureof Centrifugal flotationmachine on the flow field,the flow field distribution inw hole flotationmachinewas investigated using STAR CCM+.A Realizable k-turbulentand VOFmultiphasemodelw ereem ployed to simulate the presentmodel,and the SIMPLE algorithm wasused to acquire thepressurevelocity coupling solution.The simulation results indicate that inspiratory capacity,nozzleouter velocity and Turbulent Kinetic Energy decreased by increasingnozzleouter diameter,and thebetternozzle diameterwas19mm.High velocity gradientexisted inouter flotation cell,from 7～8m/s down to 1m/sor less.The dispersion ofmineral laden bubbles in outer cellwas relatively low,and at the initialstages itwasonly 20%～30%.

STARCCM+；centrifugal floatingmachine；nozzle；whole flow field；numericalsimulation

TD456

A

1007-2373(2015)01-0050-06

10.14081/j.cnki.hgdxb.2015.01.010

2014-10-13

河北省自然科學基金（E2012202109）

魏月友（1988-），男（漢族），碩士生．通訊作者：陳文義（1963-），男（漢族），博士，教授，E-mail：cwy63@126.com．

數(shù)字出版日期：2015-01-24數(shù)字出版網(wǎng)址：http://www.cnki.net/kcms/detail/13.1208.T.20150124.0953.006.htm l