張宏杰 楊興華 劉培坤 姜蘭越 李曉宇

(山東科技大學機械電子工程學院,山東 青島 266590)

水力旋流器在礦物加工作業(yè)中發(fā)揮著重要作用,例如在浮選作業(yè)前使用水力旋流器對物料進行分級,旋流器直接將細粒級顆粒從溢流拋出,有利于減少浮選成本[1-4]。但生產實踐表明,旋流分離過程中會出現(xiàn)底流夾細現(xiàn)象,由于細粒級顆粒具有質量小、比表面積大、表面活性高等特點,底流夾細不僅影響顆粒的分級效率,而且導致浮選藥劑消耗量增加,生產成本增高[5-7]。

許多學者為了改變底流夾細的現(xiàn)象對旋流器的結構做了一些改進,劉培坤[8]提出拋物線型旋流器可以延長流體在旋流器內部的停留時間,底流中-5 μm顆粒含量比常規(guī)旋流器減少26.48%。韓文閣[9]在旋流器柱段做注水試驗后發(fā)現(xiàn),分級效率隨著沖水壓力的增大呈現(xiàn)先增加后減少的趨勢,當沖水壓力為0.02 MPa時細粒正配效率達到最高,在沖水壓力為0.015 MPa時粗粒正配效率達到最高。汪威[10]在沖洗水基礎上設計了充氣旋流器并進行試驗,經過多組正交試驗后發(fā)現(xiàn),隨著進氣量的增加,精煤產率不斷提高,底流夾細現(xiàn)象在一定程度上得到改善。在前人的研究基礎上,可以推斷出,充氣結構形式也會對旋流器內部流場的穩(wěn)定及分離性能有很大影響,但目前關于這方面的研究仍較少。

考慮到對稱的充氣口結構能夠提高流場穩(wěn)定性,有利于顆粒分離,本文提出將單入口充氣式更改為旋風充氣式和氣泡充氣式,并對兩種充氣式旋流器和常規(guī)旋流器進行了對比試驗研究。

1 充氣式旋流器結構

充氣式水力旋流器由常規(guī)旋流器改造而成[11]。常規(guī)水力旋流器通過強化離心場可加速分離過程,卻因存在底流夾細現(xiàn)象而降低了分離效率。這是由于旋流器在運轉的過程中,外旋流中的大顆粒及重顆粒會在離心力的作用下遷移到旋流器壁面,最后從底流口流出,細而輕的細泥顆粒受到的離心力小,因此隨內旋流由溢流口排出,形成溢流產物[12-15]。分離過程中粒度越小的物料,分選效果越差。大顆粒運動過程中產生的尾流會將細小顆粒一起帶入外旋流,造成底流夾細,因此會降低分離精度。充氣式旋流器能夠將外旋流中的細顆粒吹進內旋流再次進行二次分選,進而起到降低底流夾細的目的,從而提高細顆粒的分離精度。

筆者提出的充氣式旋流器與現(xiàn)有充氣式旋流器的不同之處是:旋風充氣式旋流器中充入的空氣沿切向均勻進入旋流器,旨在增加流場強度,全方位改善內部流場,并且不會擾亂空氣柱;氣泡充氣式旋流器與普通充氣式旋流器的不同之處在于空氣沿徑向進入旋流器,旨在確保細顆粒全方位受力,強化細顆粒的分離。

充氣式旋流器與常規(guī)旋流器的區(qū)別是:將常規(guī)旋流器的部分柱段改裝成充氣法蘭,旋風充氣式旋流器柱段法蘭示意圖和俯視圖如圖1所示,氣泡充氣式旋流器柱段法蘭示意圖和俯視圖如圖2所示,空氣由空氣壓縮機輸入通氣管,進入空氣室,最后分別從進氣口和進氣孔進入旋流器。其中,旋風充氣式旋流器采用切入式,氣泡充氣式旋流器采用徑向式。

圖1 旋風充氣式旋流器柱段法蘭Fig.1 Column flange of cyclone inflatable cyclone

圖2 氣泡充氣式旋流器柱段法蘭Fig.2 Column flange of pneumatic bubble cyclone

2 試驗方案

2.1 試驗物料

試驗物料選取石英砂,其粒度分布如表1所示,其中-20μm顆粒含量為28.09%,-10μm顆粒含量為16.65%,d50=39.77μm。試驗中物料質量濃度選取5%。

表1 石英砂物料粒度分布Table 1 Grain size distribution of quartz sand materials

2.2 試驗系統(tǒng)

根據(jù)所選物料的粒度分布,選用φ75 mm旋流器進行試驗,常規(guī)旋流器的主要參數(shù)如表2所示。旋風充氣式和氣泡充氣式旋流器柱段法蘭主要參數(shù)如表3、表4所示。

表2 常規(guī)旋流器主要參數(shù)Table 2 Main parameters of conventional hydrocyclone

表3 旋風充氣式旋流器柱段法蘭參數(shù)Table 3 Cyclone inflatable hydrocyclone column section flange parameters

表4 氣泡充氣式旋流器柱段法蘭參數(shù)Table 4 Bubble inflatable hydrocyclone column section flange parameters

充氣式旋流器的試驗系統(tǒng)圖如圖3所示。其工作過程是,物料在料筒中經充分攪拌后泵入旋流器,空氣壓縮機將氣體充入旋流器參與顆粒的分離過程,使混入外旋流的細粒級顆粒重新被吹入內旋流再從溢流口排出,從而提高分離精度和分離效率。

圖3 試驗系統(tǒng)Fig.3 Test system diagram

2.3 試驗過程

試驗目的主要是驗證旋風充氣式旋流器和氣泡充氣式旋流器對底流夾細現(xiàn)象的改善效果。試驗時,為防止進料壓力過大而導致物料倒流進入空氣壓縮機,進料壓力選為0.08 MPa。然后對最低進氣量進行測量,在測量過程中需要注意的是:進氣的壓力需要克服旋流器內部的操作壓力,為防止物料從旋流器中倒灌進入進氣管道而燒壞空氣壓縮機,首先將單位時間進氣量調至最高,然后控制進氣量有規(guī)律地減少,當看到有物料輕微倒灌進入管道時停止,標記此時的進氣量為最低單位時間進氣量。經過測試得出:在進料壓力為0.08 MPa時,單位時間進氣量在2.4 m3/h能夠確保物料不會倒灌進入進氣管道。

通過改變不同充氣方式和進氣量兩個操作參數(shù),研究充氣旋流器的分離性能。對進料、底流和溢流產物分別抽濾、烘干得到產物的濃度、底流固相產率和分流比,利用BT-9300S粒度儀測得各產物的粒度分布,得到綜合分級效率。

3 試驗數(shù)據(jù)分析

3.1 產物濃度和底流固相產率對比

對常規(guī)旋流器(即進氣量為0)、旋風充氣式旋流器和氣泡充氣式旋流器的試驗結果進行對比分析。在不同工作條件下,底流濃度變化如圖4所示?？梢钥闯?隨著單位時間內進氣量的增加,底流濃度呈現(xiàn)逐漸減少的趨勢。常規(guī)旋流器的底流濃度高達10.5%,不同充氣方式下隨著進氣量增加,底流濃度呈現(xiàn)遞減趨勢。當單位時間進氣量為4.4 m3/h時,旋風充氣式旋流器的底流濃度為8.6%,氣泡充氣式旋流器的底流濃度為8.5%,都明顯降低。

圖4 底流濃度變化Fig.4 Underflow concentration changes

溢流濃度變化如圖5所示,可以看出,溢流濃度隨著單位時間進氣量的增加而逐漸增加。在常規(guī)旋流器中,溢流濃度僅為1.35%,當單位時間進氣量達到4.4 m3/h時,旋風充氣式旋流器的溢流濃度為2.19%,氣泡充氣式旋流器的溢流濃度為2.25%,呈現(xiàn)遞增趨勢。

圖5 溢流濃度變化Fig.5 Overflow concentration changes

底流固相產率如圖6所示。相比于常規(guī)旋流器,充氣式旋流器的底流固相產率隨進氣量的增加表現(xiàn)出逐漸減少的特征。在常規(guī)旋流器中,底流固相產率為83.27%,旋風充氣式旋流器在單位時間進氣量達到4.4 m3/h時固相產率達到最低值,為74.57%,降低了8.7個百分點;氣泡充氣式旋流器的底流固相產率也呈現(xiàn)同樣的變化規(guī)律,單位時間進氣量4.4 m3/h時固相產率達到最低,為74.18%,降低了9.09個百分點。

分流比變化示意圖如圖7所示。相較于常規(guī)旋流器,隨著進氣量升高,充氣式旋流器的分流比不斷上升,進氣量為4.4 m3/h時達到最高,旋風充氣式和氣泡充氣式旋流器的分流比分別為0.245和0.247。

圖7 分流比Fig.7 Split ratio

由于充入氣體后改變了部分顆粒的遷移規(guī)律,即外旋流中的部分細顆粒會被吹散進入內旋流重新分離,致使更多的細顆粒從溢流排出,因此相比于常規(guī)旋流器,充氣式旋流器的底流固相產率明顯降低,且隨著進氣量的增加這一趨勢更加明顯。通過對不同充氣方式和不同進氣量的對比發(fā)現(xiàn):隨著單位時間進氣量的增加,充入氣體會使流體的徑向速度或切向速度增大,旋流器內旋流作用增強,向上的軸向速度增大,細顆粒更多從溢流排出,因此底流固相產率不斷降低。

結合分流比的變化趨勢可以推斷出,分流比略有增加,表明有更多的水相進入底流,而底流固相產率降低,因此底流濃度相應降低;與之相對應,溢流濃度則有所增加。

3.2 底流粒度分析

對兩種充氣式旋流器的底流產物進行粒度分析。由物料粒度分析結果得知:d50=39.77μm,-20μm顆粒占比達28.09%,將底流中-20μm顆粒視作細粒級顆粒,其分級效率作為評價改善底流夾細程度的指標。

如圖8、圖9所示,常規(guī)旋流器的底流產物中,-10μm顆粒含量為6.32%,-20μm顆粒含量為12.42%。隨著單位時間進氣量的增加,旋風充氣式旋流器的底流產物中-10μm顆粒含量不斷減少,最低降至5.32%,降低了1個百分點,-20μm顆粒含量不斷降低,最低達11.32%,降低了1.1個百分點;氣泡充氣式旋流器的底流產物中-10μm顆粒含量隨著單位時間進氣量的增加而不斷減少,在單位時間進氣量到達3.6 m3/h時達到最低值,為5.53%,此時-20μm顆粒含量亦達到最低值,為11.42%。

由圖8、圖9可以得到,旋風充氣式和氣泡充氣式旋流器底流中0～10μm區(qū)間顆粒含量分別為5.32%和5.53%,10～20μm區(qū)間顆粒占比分別為6%和5.89%,與常規(guī)旋流器相比,0～10μm區(qū)間的顆粒占比降低了1個百分點左右,而10～20μm區(qū)間顆粒占比幾乎沒有變化。由此可見,兩種充氣式旋流器對減少底流中0～10μm細顆粒含量有明顯效果。

圖8 底流中-10μm顆粒含量對比Fig.8 Comparison of-10μm particle content in underflow

圖9 底流中-20μm顆粒含量對比Fig.9 Comparison of-20μm particle content in underflow

圖中還可以看出,旋風充氣式和氣泡充氣式旋流器底流產物中-20μm顆粒含量分別在進氣量為3.6 m3/h和4 m3/h時達到最低,分別是11.32%和11.42%。相比于氣泡充氣式,旋風充氣方式對減少-20μm顆粒含量的效果更明顯。這是由于雖然徑向充氣對顆粒的受力更大,但是隨著徑向進氣量的增加也會導致部分大顆粒被吹入內旋流而從溢流排出,也就是減少了底流中粗顆粒的含量,從而導致氣泡充氣式旋流器的底流產物中-20μm顆粒含量仍略高于旋風充氣式旋流器,說明在提高顆粒分離精度方面氣泡充氣式旋流器性能弱于旋風充氣式。

3.3 顆粒分級效率

為了更準確地衡量充氣式旋流器的分離性能,對充氣式旋流器和常規(guī)旋流器的顆粒分級效率進行比較。綜合分級效率能夠反映某特定粒級的分離效果,可用漢考克效率計算公式:

式中:α為進料中計算顆粒百分含量,%;β為溢流中計算顆粒百分含量,%;γ為底流中計算顆粒百分含量,%。

經過計算得到-20μm特征粒級的綜合分級效率曲線圖如圖10所示。兩種充氣式旋流器對-20 μm特征粒級的綜合分級效率都有提升,且都呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢。相比于常規(guī)旋流器,旋風充氣式旋流器分級效率最高可以提高4.92個百分點,單位時間進氣量為4 m3/h后呈現(xiàn)下降趨勢;氣泡充氣式旋流器分級效率最高可以提高3.24個百分點,單位時間進氣量在3.6 m3/h后呈現(xiàn)下降趨勢。

圖10 -20μm特征粒級綜合分級效率Fig.10 Comprehensive classification efficiency of-20μm characteristic grain size

對比可知,兩種充氣方式下對旋流器的分離性能提高程度不同,這是由于旋風充氣式旋流器內氣體的作用力主要作用于切向,切向速度作為兩相分離的主要動力,在充入空氣后,會對流體的切向速度有一定提升,因此旋流器的分離性會得到提升。但切向速度過大會使旋流器內部高湍流區(qū)域增多,甚至會產生二次流,會使得流體反向旋轉,流體之間發(fā)生嚴重碰撞,加劇流場內部的紊亂,從而導致綜合分級效率降低。氣泡充氣式旋流器對徑向速度影響更大,顆粒在運動過程中主要受離心力和徑向曳力的影響,當顆粒所受徑向曳力大于離心力時,粒子則隨內旋流進入溢流,反之則進入底流。在充氣的過程中,細小顆粒的徑向曳力會大于離心力從而進入溢流,但隨著進氣量增大粗顆粒也會進入,-20μm特征粒級綜合分級效率會降低。綜合分析,旋風充氣式旋流器的分離性能優(yōu)于氣泡充氣式旋流器。

4 結 論

對常規(guī)旋流器、旋風充氣式旋流器和氣泡充氣式旋流器進行了分離試驗研究,結果表明兩種充氣方式旋流器均可有效減少底流夾細。

(1)相比于常規(guī)旋流器,充氣式旋流器的底流固相產率和底流濃度明顯降低,溢流濃度略有增加;隨著進氣量的增加,底流固相產率和底流濃度持續(xù)降低,溢流濃度呈現(xiàn)遞增趨勢。

(2)相比于常規(guī)旋流器,充氣式旋流器底流中0～10μm區(qū)間顆粒百分比含量減少,底流夾細現(xiàn)象明顯改善;與氣泡充氣式旋流器比較而言,旋風充氣式旋流器的改善效果更明顯。

(3)充氣式旋流器-20μm特征粒級的綜合分級效率明顯高于常規(guī)旋流器,旋風充氣式旋流器最高可以提高4.92個百分點;氣泡充氣式旋流器最高可以提高3.24個百分點。