劉培坤，李子碩，楊興華，張悅刊，李曉宇

（山東科技大學(xué) 機械電子工程學(xué)院，山東青島 266590）

0 引言

煤炭是我國的主要能源之一，全國約75%的工業(yè)燃料和動力、85%的化工原料和90%的民用燃料依靠煤炭［1-3］。在井下綜采工作面采煤時，采區(qū)內(nèi)自然涌水和采煤工作用水會形成大量的礦井水，由于礦井水中含有大量粗細(xì)不均的煤泥顆粒，其沉降堆積容易造成巷道水溝淤堵以及水倉蓄水能力不足，并造成環(huán)境污染［4-5］。目前，井下淤積煤泥主要是依靠人工挖掘，配合皮帶機對淤積顆粒進行運輸，存在機械化水平低，危險系數(shù)高，勞動強度大，清挖效率低等問題。因此，實現(xiàn)礦井水井下就地濃縮分離，設(shè)計一種高效的礦井水濃縮分離裝備具有重要意義。

目前，國內(nèi)外常用的礦井水濃縮設(shè)備主要有壓濾機、濃密機以及旋流器等［6-7］。近年來，針對新型礦井水濃縮設(shè)備的開發(fā)和現(xiàn)有濃縮設(shè)備的升級，國內(nèi)外眾多學(xué)者做了大量研究。高寶安等［8］對板框式壓濾機的液壓油箱、電機和電磁閥進行改進，使壓濾機滿足了井下使用條件，改善了人員工作環(huán)境。RUAN等［9］利用種群平衡模型（PBM）預(yù)測了深錐濃密機的聚集破碎機理，確定了深錐濃密機的主要絮凝位置，總結(jié)了礦井水中細(xì)顆粒的絮凝沉降規(guī)律，為深錐濃密機的結(jié)構(gòu)改進提供了理論依據(jù)。王志凱［10］在濃密機中引入超聲波場，降低了礦漿的黏性，加快了礦井水中煤泥顆粒的濃密沉降速度。

雖然目前已經(jīng)研發(fā)了多種井下煤水分離設(shè)備，但是受井下空間限制和惡劣環(huán)境等因素的影響，仍無法滿足生產(chǎn)需求。水力旋流器具有結(jié)構(gòu)簡單、維護費用低、占地面積小等優(yōu)點，能夠很好地適應(yīng)井下作業(yè)環(huán)境。但是進料濃度低時傳統(tǒng)旋流器很難獲得較高的底流濃度，不利于底流產(chǎn)物的運輸。本文針對現(xiàn)場實際生產(chǎn)現(xiàn)狀，提出一種間歇排料式濃縮旋流器，間歇關(guān)閉安裝在濃縮斗出口處的閥門，增加物料的濃縮時間，強化顆粒在濃縮斗內(nèi)的沉降，一定時間后開啟閥門排出物料，如此循環(huán)往復(fù)，得到高濃度的底流，底流煤泥可直接經(jīng)皮帶機運輸，從而實現(xiàn)礦井水井下就地濃縮分離。

1 間歇排料式濃縮斗

當(dāng)顆粒從旋流器底流口進入濃縮斗后，由于空間突然變大，顆粒運動速度會驟然降低，此時顆粒受到離心力很小，主要依靠重力沉降，顆粒在濃縮斗內(nèi)短暫停留后排出濃縮斗。而間歇關(guān)閉濃縮斗閥門后，顆粒在濃縮斗內(nèi)停留時間增長，同時流體在濃縮斗內(nèi)流動受阻，流場也會更加穩(wěn)定，因此顆粒在濃縮斗內(nèi)的沉降濃縮得到強化。

2 旋流器的數(shù)值模擬

2.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

選用較大直徑的底流口，避免旋流器底部物料堆積造成堵塞問題，旋流器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1，濃縮旋流器模型如圖1所示。對直徑140 mm工業(yè)常用型濃縮旋流器的流體域進行建模和網(wǎng)格劃分，如圖2所示。

表1 旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 The structural parameters of cyclone

圖1 濃縮旋流器模型Fig.1 Model of concentration cyclone

圖2 網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division diagram

2.2 邊界條件設(shè)置

由于煤泥顆粒硬度較低，長時間試驗很容易被渣漿泵和管道磨損，導(dǎo)致試驗原料粒度組成發(fā)生變化。故試驗和模擬物料為水和石英砂的混合物，其粒度組成見表2。

表2 顆粒粒徑分布Tab.2 Particle size distribution

工業(yè)實際物料的質(zhì)量濃度為4%，模擬中轉(zhuǎn)換為1.245%的體積濃度。為方便數(shù)值模擬，依據(jù)實際顆粒粒徑分布情況，選擇7種粒徑顆粒進行相關(guān)參數(shù)的設(shè)置，顆粒粒度組成見表3。

表3 模擬礦漿顆粒粒度組成Tab.3 Particle size composition of simulated slurry

采用Mixture多相流混合模型和RSM雷諾應(yīng)力湍流模型，壓力-速度耦合選擇SIMPLEC數(shù)值方法，控制方程的壓力離散格式采用PRESTO!格式，動量離散格式采用QUICK。

邊界條件設(shè)置：

（1）旋流器進料口設(shè)置為速度入口（Velocity-Inlet），水相和固相進料速度一致，均為5.5 m/s。

南京國民政府時期，鄉(xiāng)村新式教育有所推進，但成效甚微。就在南京城郊的江寧縣淳化鎮(zhèn)，1931年喬啟明實地調(diào)查所見：

（2）溢流和底流為壓力出口（Pressure-Outlet），壓力值為0；

（3）設(shè)置壁面邊界條件為無滑移壁面No-Slip，視其為與流體間的相對速度為0。

為探究濃縮周期以及關(guān)閉濃縮斗出口期間旋流器內(nèi)部顆粒的沉積狀態(tài)，采用瞬態(tài)求解方式，設(shè)置殘差為10-4，時間步長為1×10-5s，運行30 s待旋流器內(nèi)部流場穩(wěn)定后，利用Dynamic Mesh技術(shù)設(shè)置相關(guān)參數(shù)，使底流口邊界條件在第30 s時自行改為wall。為方便計算濃縮周期，取該時間節(jié)點為濃縮周期的起始時間，即0 s。

2.3 水相體積分?jǐn)?shù)分布

圖3示出水相體積分?jǐn)?shù)分布云圖，由圖可看出，旋流器中水相主要集中在柱段區(qū)域并從溢流管排出，水相體積分?jǐn)?shù)由溢流管到旋流器底流口逐漸降低；同時圖3表明，由于顆粒的沉降作用，濃縮斗出口的關(guān)閉時間越長，濃縮斗底部水相體積分?jǐn)?shù)則越低。為方便觀測濃縮斗內(nèi)物料濃度變化，取Zm=180 mm建立檢測面（檢測面位置如圖5所示），獲取檢測面處的平均水相體積分?jǐn)?shù)，計算物料的平均體積分?jǐn)?shù)并通過公式將其轉(zhuǎn)化為質(zhì)量濃度，圖4示出檢測面處物料平均質(zhì)量濃度與濃縮時間的關(guān)系曲線。由圖可看出，濃縮時間為0 s時檢測面處物料平均質(zhì)量濃度為47.16%，此時濃縮斗閥門關(guān)閉，物料開始在濃縮斗內(nèi)濃縮。濃縮時間為120 s時物料濃度增至71.42%，由圖3可知，此時較高濃度物料液面即將沒過濃縮斗錐段，倘若繼續(xù)濃縮，則不利于物料的沉降，因此濃縮斗閥門打開，物料排出；2 s后高濃度物料基本排凈，并且檢測面處物料平均濃度值下降為52.03%，此濃度值略高于0 s時檢測面處濃度值，若繼續(xù)排料則會降低排出物料的平均濃度，此時閥門關(guān)閉，旋流器準(zhǔn)備進入下一個濃縮周期。

圖3 水相體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.3 Distribution nephogram of water volume fraction

圖4 Zm檢測面處物料濃度與濃縮時間關(guān)系曲線Fig.4 The relationship curve between concentration and time at Zm surface

2.4 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

為便于比較間歇排料式濃縮旋流器和常規(guī)排料式濃縮旋流器的流場變化，文中取濃縮斗截面Zm=180 mm，Z0=215 mm；旋流器錐段截面Z1=440 mm，旋流器柱段截面Z2=600 mm，各截面特征線位置如圖5所示。

圖5 截面位置示意Fig.5 Schematic diagram of the cross-section position

2.4.1 靜壓力分布

旋流器內(nèi)的壓力分布是計算旋流器生產(chǎn)能力和能量損耗的主要依據(jù)。圖6示出旋流器不同截面位置處靜壓力分布曲線，從圖中可以看出，靜壓力分布規(guī)律基本符合組合渦流場的壓力分布規(guī)律，旋流器器壁處壓力最高，由器壁到軸心，隨半徑減小壓力逐漸降低。由圖6還可看出，濃縮斗閥門關(guān)閉初期，旋流器內(nèi)的壓力值減小，隨著濃縮斗閥門關(guān)閉時間的增長，壓力逐漸趨于穩(wěn)定。

圖6 不同截面位置處靜壓力分布曲線Fig.6 The pressure distribution curves at different section positions

2.4.2 切向速度分布

圖7示出不同截面處切向速度分布曲線。由圖可知，隨著濃縮時間的增加，旋流器各截面處切向速度均逐漸減小，并且30 s時切向速度變化明顯。這是因為濃縮斗閥門關(guān)閉初期，顆粒在濃縮斗內(nèi)沉降、堆積的同時也在旋流器底部堆積（如圖3中水相體積分?jǐn)?shù)在旋流器底部的變化），旋流器底部物料濃度增加，流體間阻力增大，造成切向速度減小。而隨著濃縮時間增加，旋流器底部物料濃度逐漸趨于穩(wěn)定，切向速度的變化也逐漸減小。

圖7 不同截面位置處切向速度分布曲線Fig.7 The tangential velocity distribution curves at different section positions

2.4.3 軸向速度分布

圖8示出各截面處軸向速度分布曲線，由圖可看出，各截面軸心處的軸向速度隨濃縮時間的增加而逐漸增大，30 s時軸心處軸向速度變化幅度最大，而在閥門關(guān)閉后期，這種變化并不明顯。之所以出現(xiàn)這種現(xiàn)象，是因為在濃縮斗閥門關(guān)閉初期，溢流流量驟然增加，導(dǎo)致旋流器軸心區(qū)域軸向速度增大。軸向速度增大，則會有部分顆粒未經(jīng)分離就直接進入溢流管，造成溢流顆粒數(shù)增多，這一點在后文試驗中也得到了驗證。

圖8 不同截面位置處軸向速度分布曲線Fig.8 The axial velocity distribution curves at different section positions

2.4.4 顆粒分布

顆粒由旋流器底流口進入濃縮斗后，由于切向速度突然大幅減小，顆粒幾乎不在旋轉(zhuǎn)，而是雜亂無章的分布在濃縮斗內(nèi)，依靠重力沉降。從圖9～11可以看出，隨著濃縮斗出口關(guān)閉時間的增加，在濃縮斗內(nèi)70，150 μm較大粒徑顆粒均有明顯濃縮沉積現(xiàn)象，對于45 μm較小粒徑顆粒而言，濃縮效果不明顯。

圖9 45 μm顆粒體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.9 Distribution nephogram of 45 μm particle volume fraction

圖10 70 μm顆粒體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.10 Distribution nephogram of 70 μm particle volume fraction

圖11 150 μm顆粒體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.11 Distribution nephogram of 150 μm particle volume fraction

2.5 進料壓力對濃縮時間的影響

進料壓力的改變會導(dǎo)致處理量、切向速度以及軸向速度的大小發(fā)生變化，進而影響旋流器的濃縮時間。為探究不同進料壓力對旋流器濃縮時間的影響，選取進料壓力為：0.08，0.10，0.12，0.14 MPa，轉(zhuǎn)換為進料速度：5.2，5.5，6.2，6.6 m/s，其他參數(shù)設(shè)置保持不變，對濃縮旋流器進行數(shù)值模擬。

圖12示出濃縮時間為120 s時不同進料壓力下水相體積分?jǐn)?shù)分布云圖，可以看出，壓力由0.08 MPa增加到0.14 MPa，濃縮斗內(nèi)的水相體積分?jǐn)?shù)逐漸減小，即物料濃度逐漸增加。這是因為進料壓力的增加使得更多的顆粒由旋流器進入濃縮斗內(nèi)，相同濃縮時間下濃縮斗內(nèi)沉積的物料濃度也就更高。取檢測面Zm處物料平均濃度為71%作為參考值，計算不同進料壓力下物料濃縮至參考濃度值所用的濃縮時間，如圖13所示。由圖可看出，隨著進料壓力的增加，濃縮時間逐漸縮短，因此可適當(dāng)增加進料壓力以縮短濃縮時間。

圖12 水相體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.12 Distribution nephogram of water phase volume fraction

圖13 濃縮時間與進料壓力關(guān)系曲線Fig.13 Relation curve between concentration time and feed pressure

3 旋流器濃縮性能試驗研究

試驗系統(tǒng)主要由間歇排料式濃縮旋流器、渣漿泵、壓力表、流量計和攪拌裝置等組成，試驗系統(tǒng)如圖14所示。

圖14 試驗系統(tǒng)示意Fig.14 Schematic diagram of experimental system

物料在攪拌桶內(nèi)均勻攪拌，經(jīng)渣漿泵打入濃縮旋流器內(nèi)進行濃縮，旋流器的溢流和底流則重新回到攪拌桶內(nèi)，在閥門3處進行進料取樣，在旋流器的溢流口和底流口處進行溢流和底流的取樣；在濃縮斗出口處安裝氣動閥門，并用時間繼電器精準(zhǔn)控制閥門開閉，配置4%濃度的物料，在壓力為0.1 MPa工況下，對兩種排料方式旋流器進行濃縮性能試驗。

2種排料方式旋流器指標(biāo)對比見表4。由表可知間歇排料式濃縮旋流器溢流濃度為1.65%，與常規(guī)排料式旋流器相比略有增加但變化不大；底流濃度為73.57%，濃縮比為18.39，相比于常規(guī)排料式濃縮旋流器分別增加了28.33%和7.08。試驗結(jié)果底流濃度值與模擬結(jié)果（圖4中示出的120 s時物料濃度值）存在較小差異，這是因為試驗所得濃度為取樣物料的平均濃度，而非濃縮斗內(nèi)某一截面的平均濃度。試驗驗證結(jié)果表明間歇排料式濃縮旋流器的濃縮性能提升顯著。

表4 旋流器指標(biāo)對比Tab.4 Index comparison of cyclone

不同進料壓力下濃縮性能對比見表5。由表可知，不同進料壓力下，間歇排料式濃縮旋流器仍具有較明顯的濃縮效果；并且進料壓力由0.08 MPa增加到0.14 MPa，濃縮時間逐漸縮短。如上文所述，試驗結(jié)果底流濃度值與模擬結(jié)果（檢測面處物料平均濃度參考值71%）仍存在較小差異，但濃縮時間與模擬結(jié)果（圖16中示出的各進料壓力下濃縮時間）基本吻合，證明適量增加進料壓力有利于提升間歇排料式濃縮旋流器的濃縮效率。

表5 旋流器濃縮性能對比Tab.5 Concentration performance comparison of cyclone

4 結(jié)論

（1）模擬結(jié)果表明，進料濃度為4%時，間歇排料周期為122 s，濃縮斗內(nèi)水相體積分?jǐn)?shù)隨濃縮時間增加而降低；濃縮斗底部較大粒徑顆粒含量明顯升高。

（2）隨著濃縮時間的增加，間歇排料式濃縮旋流器內(nèi)的軸向速度逐漸增大，部分顆粒未經(jīng)分離就由直接進入溢流管，不利于顆粒的分離；關(guān)閉閥門后，濃縮斗內(nèi)流體流動受阻，湍動能降低，流場更加穩(wěn)定，有利于顆粒在濃縮斗內(nèi)濃縮沉降。

（3）試驗結(jié)果表明，間歇排料式濃縮旋流器底流濃度為73.57%，濃縮比為18.39，相比于常規(guī)排料式濃縮旋流器分別提升28.33%和7.08，濃縮性能提升顯著；適當(dāng)增加進料壓力可有效縮短濃縮時間，提升間歇排料式濃縮旋流器的濃縮效率。