吉日格勒

(國家能源集團(tuán)準(zhǔn)能集團(tuán)有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017000)

水力旋流器是選煤廠常用的分級設(shè)備，具有體積小、造價低、分離效率高等特點(diǎn)，同時在其他領(lǐng)域，如冶金、化工、石油等行業(yè)也應(yīng)用廣泛[1-4]。水力旋流器內(nèi)的物料在離心力場作用下做強(qiáng)烈的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，對水力旋流器壁面造成沖擊和磨損，因此磨損是水力旋流器最主要的失效形式。在選煤廠中，水力旋流器壁面磨損直接影響水力旋流器的使用壽命并且會降低分級效率，這會導(dǎo)致在分選過程中，大量精礦損失，該問題亟待解決[5-7]。

目前，水力旋流器在現(xiàn)場使用中的失效主要是因受到磨損問題而使得其關(guān)鍵部位的結(jié)構(gòu)尺寸變化。水力旋流器內(nèi)壁面磨損主要是受固液兩相流對壁面形成的剪切力的作用[8-11]。水力旋流器壁面磨損問題是復(fù)雜的沖刷磨損問題，是多種因素共同作用的結(jié)果，其中每一個因素的改變都會使壁面磨損產(chǎn)生相應(yīng)的變化，進(jìn)而對水力旋流器整個系統(tǒng)裝置的安全運(yùn)行產(chǎn)生影響[12-14]。然而，關(guān)于水力旋流器壁面磨損的相關(guān)問題，如磨損區(qū)域、磨損特點(diǎn)、磨損率分布及其與結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系等還沒有足夠的理論知識，大多數(shù)都依靠現(xiàn)場經(jīng)驗(yàn)，且水力旋流器磨損試驗(yàn)研究尤其缺乏，因此，開展結(jié)構(gòu)參數(shù)對水力旋流器壁面磨損影響的研究具有重要的工程意義。本研究采用模擬計算與試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法，針對現(xiàn)場工程應(yīng)用中水力旋流器壁面磨損問題，分析了結(jié)構(gòu)參數(shù)對水力旋流器磨損部位和磨損率的影響。

1 水力旋流器壁面磨損數(shù)值模擬及分析

1.1 數(shù)值模擬條件設(shè)置

選擇柱段直徑為150 mm的水力旋流器，模型參數(shù)如下：旋流器直徑D1=150 mm，圓柱段長度L3=188 mm，錐角θ=20°，入口a×b=40 mm×50 mm，溢流管壁厚δ=25 mm，溢流管插入深度L2=158 mm，溢流管直徑D2=44 mm，底流口直徑D3=12 mm，如圖1所示。

圖1 水力旋流器結(jié)構(gòu)尺寸Fig.1 Dimensional drawing of hydrocyclone

使用SolidWorks對水力旋流器建模，模型以水力旋流器溢流管頂部圓心為坐標(biāo)原點(diǎn)，沿軸向?yàn)閆軸，向下為正方向，入口方向?yàn)閅軸負(fù)方向，使用ICEM進(jìn)行網(wǎng)格的劃分，采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

湍流模型采用雷諾應(yīng)力模型(RSM)，本研究的水力旋流器內(nèi)部流體中，顆粒質(zhì)量流率為6 g/s，顆粒體積分?jǐn)?shù)為小于10%，屬于稀疏相流動，采用DPM離散相模型。連續(xù)相采用Fluent數(shù)據(jù)庫中的液態(tài)水(water-liquid)，離散相顆粒選擇采用密度為2600 kg/m3的石英砂。采用面源的方式從進(jìn)口將顆粒垂直射入到水力旋流器內(nèi)部，設(shè)置進(jìn)口面為射流源。顆粒粒徑為70 μm，進(jìn)口邊界條件選擇速度入口(Velocity-in)，水和顆粒速度都為5 m/s，水力旋流器的底流口和溢流口均設(shè)置為相對壓力出口(Pressure-outlet)，兩個出口相對壓力均為0 MPa，顆粒相在溢流口的設(shè)置為完全逃逸(escape)，底流口則設(shè)置為捕捉(trap)。

在水力旋流器內(nèi)部，采用壁面標(biāo)準(zhǔn)函數(shù)法，壁面粗糙度設(shè)置為0.5，連續(xù)相流場設(shè)置為壁面邊界無滑移，流體與水力旋流器壁面接觸過程中沒有任何的動量損失、能量損失。離散相顆粒在壁面上設(shè)置為反彈(Reflect)邊界條件，與水力旋流器壁面之間的作用通過顆粒與壁面的碰撞反彈恢復(fù)系數(shù)來描述先模擬單向流場，收斂后啟動離散相模型(DPM)進(jìn)行模擬，選擇SIMPLEC算法進(jìn)行求解，動量、湍動能均采用二階迎風(fēng)格式。

1.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對水力旋流器壁面磨損的影響

水力旋流器內(nèi)部速度的分布會受到自身結(jié)構(gòu)的影響，當(dāng)水力旋流器結(jié)構(gòu)發(fā)生變化時，其內(nèi)部的速度場會發(fā)生變化，而且對各部位壁面磨損的分布也會產(chǎn)生相應(yīng)的變化。水力旋流器內(nèi)結(jié)構(gòu)參數(shù)有很多，有關(guān)文獻(xiàn)[15]表明水力旋流器的底流口直徑和入口形式等對其內(nèi)部的流場和顆粒運(yùn)動特性都會產(chǎn)生相應(yīng)的影響。

1.2.1 入口形式對水力旋流器壁面磨損部位的影響

選取直切式矩形單入口式水力旋流器和直切式矩形雙入口式水力旋流器，探究其與壁面磨損之間的關(guān)系。直切式矩形雙入口式水力旋流器的結(jié)構(gòu)形式是在單入口的180°方向上增加一個反方向的矩形入口，且兩個矩形入口截面尺寸相同，其他結(jié)構(gòu)參數(shù)與直切式矩形單入口式結(jié)構(gòu)參數(shù)保持一致，如圖2所示。設(shè)置模擬的連續(xù)相與離散相入口速度為5 m/s，顆粒粒徑為70 μm。

圖2 直切式矩形雙入口水力旋流器幾何結(jié)構(gòu)Fig.2 Geometric structure diagram of straight cut rectangular double inlet hydrocyclone

入口形式由直切式矩形單入口變?yōu)橹鼻惺骄匦坞p入口時，磨損分布如圖3所示。入口形式的變化并沒有改變進(jìn)口環(huán)形空間處以局部磨損為特征的磨損分布特點(diǎn)，單入口式水力旋流器進(jìn)口環(huán)形空間最大磨損主要發(fā)生在圓周方向30°～90°之間，而雙入口式進(jìn)口環(huán)形空間壁面最大磨損發(fā)生在圓周方向75°和255°附近，這是由于入口形式的改變使得水力旋流器內(nèi)的流場發(fā)生變化。

圖3 不同入口形式水力旋流器進(jìn)口環(huán)形區(qū)域的磨損分布Fig.3 Wear cloud diagram of inlet annular area of hydrocyclones with different inlet forms

1.2.2 入口形式對水力旋流器壁面磨損率的影響

設(shè)置模擬的連續(xù)相與離散相入口速度為5 m/s，顆粒粒徑為70 μm，得到不同入口形式與進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率的關(guān)系如圖4所示。當(dāng)只改變?nèi)肟谛问?，而其他結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)保持不變時，單入口水力旋流器進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損范圍較大，磨損率最大值發(fā)生在圓周方向75°左右的位置，最大值為7.41×10-7kg/(m2·s)；雙入口水力旋流器進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損范圍相比較來說略小，但存在兩處磨損率峰值，發(fā)生在圓周方向75°和255°附近，最大值為5.33×10-7kg/(m2·s)，降幅28%。

圖4 入口形式對水力旋流器進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率的影響Fig.4 Effect of inlet form on wall wear rate of inlet annular area of hydrocyclone

上述現(xiàn)象的原因在于，雙入口式水力旋流器有兩個進(jìn)口，進(jìn)入內(nèi)部的混合相是分成兩部分進(jìn)入，這使得流體的分散作用變大，流體之間的碰撞擠壓變小，顆粒從流體中獲得的動量變小，顆粒對壁面的撞擊作用減弱，磨損率也會相應(yīng)降低[16]。雖然雙入口式進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率較單入口式略低，但其壁面磨損嚴(yán)重區(qū)域也從單入口式的一個變成兩個，實(shí)際工程應(yīng)用有一定的困難。

水力旋流器柱段區(qū)域和錐段區(qū)域在不同入口形式下壁面磨損率的變化如圖5和圖6所示，單入口式柱段區(qū)域壁面磨損與雙入口式柱段區(qū)域壁面磨損分布相差不大，磨損率變化趨勢也基本一致。柱段區(qū)域壁面磨損整體上依然是波形曲線變化，入口形式的變化對水力旋流器柱段區(qū)域內(nèi)部流體的流動形式影響較小，流場結(jié)構(gòu)基本保持不變。

圖5 入口形式對水力旋流器柱段區(qū)域壁面磨損率的影響Fig.5 Effect of inlet form on wall wear rate in column section of hydrocyclone

圖6 入口形式對水力旋流器柱錐段區(qū)域壁面磨損率的影響Fig.6 Effect of inlet form on wall wear rate of hydrocyclone column cone section

在水力旋流器錐段區(qū)域，雙入口式錐段區(qū)域的磨損率分布趨勢與單入口式磨損率都呈先上升后降低的變化趨勢，但雙入口式錐段區(qū)域的磨損率數(shù)值整體略小于單入口式。壁面受磨損破壞最嚴(yán)重的位置都在軸向位置為z=650 mm至z=700 mm之間，且在θ=0°和θ=180°這兩個圓周方向上，雙入口式壁面磨損率數(shù)值較小。在θ=0°時單入口式錐段區(qū)域壁面最大磨損率為3.31×10-6kg/(m2·s)，雙入口式錐段區(qū)域壁面最大磨損率為3.02×10-6kg/(m2·s)；在θ=180°時，單入口式錐段區(qū)域壁面最大磨損率為3.86×10-6kg/(m2·s)，雙入口式錐段區(qū)域壁面最大磨損率為3.12×10-6kg/(m2·s)，降幅19%。軸向位置為z=304～500 mm之間，兩種入口形式的水力旋流器錐段區(qū)域磨損率相差不大，基本相同，但在錐段區(qū)域下部，隨著軸向位置變大，兩種入口形式的壁面磨損率差距也變大，雙入口式壁面磨損率明顯小于單入口式壁面磨損率。

入口形式的改變造成水力旋流器錐段區(qū)域磨損率變化的主要原因是，當(dāng)水力旋流器入口由單入口式變成雙入口式時，其內(nèi)部旋進(jìn)渦核發(fā)生了變化。在錐段區(qū)域下部會發(fā)生一種復(fù)雜的、非穩(wěn)態(tài)的旋進(jìn)渦核現(xiàn)象，在z軸方向上旋進(jìn)渦核的扭擺周期不同，底流口附近處，旋進(jìn)渦核扭擺強(qiáng)度最為劇烈。根據(jù)文獻(xiàn)[17]可知，當(dāng)單入口式與雙入口式只存在入口結(jié)構(gòu)差異，其他參數(shù)都一致時，兩者內(nèi)部的旋進(jìn)渦核范圍大概一致，但單入口式內(nèi)部旋進(jìn)渦核的扭擺頻率和振幅都要略大于雙入口式，因?yàn)殡p入口式內(nèi)部流體對稱性較好，可以降低錐段區(qū)域內(nèi)部渦核的擺動。當(dāng)水力旋流器內(nèi)部旋進(jìn)渦核扭擺頻率和振幅增加時，高速渦核與錐段區(qū)域內(nèi)壁面相接觸，使得顆粒撞擊此區(qū)域內(nèi)壁面從而造成壁面的磨損。同時渦核還會對此空間處的部分流體產(chǎn)生影響，改變其運(yùn)動方向，從而形成局部二次渦流，但渦核又處于不斷擺動中，這種擺動又會推動二次渦流不斷的進(jìn)行融合、破碎，這也增加了顆粒撞擊壁面的作用，更加重此區(qū)域內(nèi)壁面的磨損[18，19]。

1.2.3 底流口直徑對水力旋流器壁面磨損的影響

在實(shí)際現(xiàn)場應(yīng)用中，水力旋流器壁面最易被磨損穿破的部位是底流口附近區(qū)域，因此，為了探究不同直徑底流口與水力旋流器壁面磨損之間的關(guān)系，設(shè)置模擬的連續(xù)相與離散相入口速度為5 m/s，顆粒粒徑70 μm，選底流口直徑為12、14、16、18 mm進(jìn)行數(shù)值模擬計算。底流口直徑D3大小。根據(jù)水力旋流器柱段直徑D來確定的，一般取D3=0.07D～0.15D。

底流口直徑與水力旋流器進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率的關(guān)系如圖7所示，進(jìn)口處磨損最嚴(yán)重的區(qū)域均位于圓周方向30°～90°之間。隨著底流口直徑增大，最大磨損率由7.41×10-7kg/(m2·s)降低到6.05×10-7kg/(m2·s)，降低18%。在保持其他參數(shù)一致的情況下，底流口直徑增大，對進(jìn)口環(huán)形空間內(nèi)的流場影響較小，混合相在入口處速度較大，固體顆粒在進(jìn)口處的速度值與其運(yùn)動形式不會隨底流口直徑的增大而產(chǎn)生較大改變，因此，顆粒撞擊入口處壁面的程度及撞擊的位置產(chǎn)生的變化較小。

圖7 底流口直徑對進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率的影響Fig.7 Effect of underflow port diameter on wall wear rate of inlet annular area of hydrocyclone

底流口直徑與水力旋流器柱段區(qū)域壁面磨損率的關(guān)系如圖8所示，可以看出，不同底流口直徑的水力旋流器柱段區(qū)域壁面的磨損率隨軸向位置的增加略有波動，但整體磨損分布趨勢保持不變。底流口直徑由12 mm增加到18 mm時，壁面最大磨損率從4.55×10-7kg/(m2·s)降低到3.66×10-7kg/(m2·s)，降幅19%，原因在于：雖然底流口直徑增大對水力旋流器柱段區(qū)域內(nèi)速度場分布影響不大，但其速度峰值會隨著底流口直徑的增大而降低，固體顆粒速度峰值降低，流體湍動能相應(yīng)減小，固體顆粒對壁面的碰撞作用力減弱，進(jìn)而壁面磨損率相應(yīng)下降。

圖8 底流口直徑對水力旋流器柱段區(qū)域壁面磨損率的影響Fig.8 Effect of underflow port diameter on wall wear rate in column section of hydrocyclone

底流口直徑與錐段區(qū)域壁面磨損率的關(guān)系如圖9所示，可以看出，底流口直徑的變化對其錐段區(qū)域壁面磨損分布整體趨勢影響不大。磨損率峰值位置隨著底流口直徑增大而在軸向方向上向下移動，其原因在于，底流口直徑較小的水力旋流器與底流口直徑較大的相比，更多的顆粒進(jìn)入錐段區(qū)域末端，導(dǎo)致底流口處區(qū)域顆粒濃度劇增，當(dāng)這一濃度值大于一個臨界濃度值時，顆粒與顆粒間的碰撞增加，反而緩解了固體顆粒對壁面的碰撞動能[20]，從而降低了此處壁面的磨損率。從圖9中還能看出，水力旋流器錐段區(qū)域的壁面磨損率隨底流口直徑變大而降低，壁面磨損率峰值從3.86×10-6kg/(m2·s)降低到2.96×10-6kg/(m2·s)，降幅23%；原因在于，底流口直徑增加，使得此處流場變得更加穩(wěn)定，且此區(qū)域排出的顆粒濃度減小，顆粒與壁面的碰撞幾率和次數(shù)降低，所以此區(qū)域壁面的磨損率降低。同時，隨著底流口直徑的增加，排出的兩相速度變小，固體顆粒受到的離心力也降低，顆粒與壁面的碰撞作用力減少，錐段區(qū)域壁面磨損率降低[21]。當(dāng)?shù)琢骺谥睆捷^小時，錐段區(qū)域下部受到旋進(jìn)渦核不穩(wěn)定性影響較大，流場湍動能較大，少部分流體會受到渦核影響，改變運(yùn)動方向，導(dǎo)致部分固體顆粒發(fā)生返混現(xiàn)象，增強(qiáng)了顆粒對此區(qū)域壁面的撞擊作用，加重此區(qū)域內(nèi)壁面的磨損。當(dāng)水力旋流器底流口直徑較大時，錐段區(qū)域內(nèi)流場更加穩(wěn)定，固體顆粒的運(yùn)動特征也更加規(guī)律，底流口處磨損更均勻。

圖9 底流口直徑對水力旋流器錐段區(qū)域壁面磨損率的影響Fig.9 Effect of underflow port diameter on wall wear rate in conical section of hydrocyclone

2 水力旋流器壁面磨損試驗(yàn)研究

2.1 水力旋流器壁面磨損試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)系統(tǒng)如圖10所示，主要由水力旋流器、攪拌桶、泵、電動機(jī)、變頻器、皮管等組成。

圖10 水力旋流器壁面磨損試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.10 Experimental device diagram of wall wear of hydrocyclone

試驗(yàn)離散相顆粒采用石英砂顆粒，連續(xù)相采用自來水，選用?150 mm的水力旋流器進(jìn)行試驗(yàn)，選取底流口直徑為12、14、16、18 mm的水力旋流器進(jìn)行壁面磨損試驗(yàn)，采用ABB變頻器調(diào)節(jié)進(jìn)口速度為5 m/s，連續(xù)沖刷10 h。在每組試驗(yàn)前后都要將水力旋流器各個部位的ABS模型進(jìn)行清洗、干燥及稱重，用電子天平測得各個部位模型磨損前后的質(zhì)量，為了減小試驗(yàn)誤差，對每個試驗(yàn)?zāi)Ｐ投挤Q重3次取其平均值作為測量值，然后采用下式來計算水力旋流器各個部位的壁面磨損率。

式中，Re為平均磨損率，kg/(m2·s)；M0為試驗(yàn)前材料質(zhì)量，kg；M1為試驗(yàn)后材料質(zhì)量，kg；S為材料的工作面積，m2；T為磨損試驗(yàn)的時間，h。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

通過上節(jié)的研究，可發(fā)現(xiàn)水力旋流器底流口直徑的增加可相應(yīng)降低各部位壁面磨損率。為探究及對比驗(yàn)證底流口直徑對水力旋流器壁面磨損率的影響，在進(jìn)口速度為5 m/s的操作條件下，對?150 mm水力旋流器開展了壁面磨損試驗(yàn)研究，探究不同底流口直徑(12、14、16、18 mm)對水力旋流器壁面磨損分布的影響，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表1—表4。

表1 底流口直徑為?12 mm時水力旋流器壁面磨損試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 1 Experimental data of wall wear of hydrocyclone with bottom outlet diameter of 12 mm

由表1可知，底流口直徑為?12 mm的水力旋流器各部位失重量最大的是下錐段區(qū)域，失重最小的部位是頂板區(qū)域。各部位壁面磨損率最小的是頂板和柱段區(qū)域，壁面磨損率最大處位于底流口處。水力旋流器進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率為4.04×10-7kg/(m2·s)，在錐段區(qū)域，壁面磨損率隨著z軸方向的增加而逐漸增大，到達(dá)下錐段區(qū)域磨損率急劇增加，在底流口處，磨損率達(dá)到峰值，磨損率峰值為3.16×10-6kg/(m2·s)。

對比數(shù)值模擬結(jié)果，底流口直徑為?12 mm的水力旋流器各部位壁面磨損率，柱段區(qū)域壁面磨損率最小，靠近底流口處壁面磨損率最大，與試驗(yàn)所得各部位壁面磨損規(guī)律相符。根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率范圍為1.11×10-7～7.41×10-7kg/(m2·s)；在錐段中心z=517 mm處，磨損率為4.51×10-7kg/(m2·s)，在下錐段區(qū)域內(nèi)，磨損率急劇增大，在底流口附近達(dá)到磨損率峰值，其磨損率為3.86×10-6kg/(m2·s)，試驗(yàn)數(shù)據(jù)規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果相符。

由表2可知，底流口直徑為?14 mm的水力旋流器各部位壁面磨損率最小的是頂板和柱段區(qū)域，壁面磨損率最大處位于底流口處。進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率為3.92×10-7kg/(m2·s)，在錐段區(qū)域，壁面磨損率隨著z軸方向的增加而逐漸增大，到達(dá)下錐段區(qū)域磨損率急劇增加，在底流口處磨損率達(dá)到峰值，磨損率峰值為2.85×10-6kg/(m2·s)。

表2 底流口直徑為?14 mm水力旋流器壁面磨損試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 2 Experimental data of wall wear of hydrocyclone with bottom outlet diameter of 14 mm

對比數(shù)值模擬結(jié)果，底流口直徑為14 mm的水力旋流器各部位壁面磨損率，柱段區(qū)域壁面磨損率最小，靠近底流口處壁面磨損率最大，與試驗(yàn)所得磨損規(guī)律相符；根據(jù)模擬結(jié)果可知，進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率范圍為1.11×10-7～6.89×10-7kg/(m2·s)；錐段區(qū)域磨損在上錐段空間內(nèi)，壁面磨損率變化不大，在錐段中心z=517 mm處，磨損率值為4.31×10-7kg/(m2·s)，在下錐段空間內(nèi)，磨損率急劇增大，在底流口z=690 mm附件達(dá)到磨損率峰值，其磨損值為3.56×10-6kg/(m2·s)。試驗(yàn)數(shù)據(jù)規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果相符。

由表3可知，底流口直徑為?16 mm的水力旋流器各部位壁面磨損率最小的是柱段區(qū)域，磨損率為 2.66×10-7kg/(m2·s)；壁面磨損率最大處位于底流口處。進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率為3.51×10-7kg/(m2·s)。在錐段區(qū)域，壁面磨損率隨著z軸方向的增加而逐漸增大，到達(dá)下錐段區(qū)域磨損率急劇增加，在底流口處，磨損率達(dá)到峰值，磨損率峰值為2.60×10-6kg/(m2·s)。

表3 底流口直徑為?16 mm水力旋流器壁面磨損試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 3 Experimental data of wall wear of hydrocyclone with bottom outlet diameter of 16 mm

對比數(shù)值模擬結(jié)果，底流口直徑為?16 mm的水力旋流器各部位壁面磨損率，柱段區(qū)域壁面磨損率最小，靠近底流口處壁面磨損率最大，與試驗(yàn)所得壁面磨損規(guī)律相符。根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果可知，進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率范圍為1.17×10-7～6.34×10-7kg/(m2·s)；錐段區(qū)域磨損，在上錐段空間內(nèi)，壁面磨損率變化不大，在下錐段區(qū)域內(nèi)，磨損率急劇增大，在底流口z=729 mm達(dá)到磨損率峰值，其磨損值為3.14×10-6kg/(m2·s)。由上述可得，試驗(yàn)數(shù)據(jù)規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果相符。

由表4可知，底流口直徑為?18 mm的水力旋流器各部位壁面磨損率最小的是柱段區(qū)域，磨損率為 2.44×10-7kg/(m2·s)；壁面磨損率最大處位于底流口處。水力旋流器進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率為3.28×10-7kg/(m2·s)，在錐段區(qū)域水力旋流器壁面磨損率隨著z軸方向的增加而逐漸增大，到達(dá)下錐段區(qū)域磨損率急劇增加，在底流口處，磨損率達(dá)到峰值，磨損率峰值為2.24×10-6kg/(m2·s)。

表4 底流口直徑為?18 mm水力旋流器壁面磨損試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 4 Experimental data of wall wear of hydrocyclone with bottom outlet diameter of 18 mm

根據(jù)數(shù)值模擬分析，底流口直徑為?18 mm的水力旋流器各部位壁面磨損率，柱段區(qū)域壁面磨損率最小，靠近底流口處壁面磨損率最大，與試驗(yàn)所得各部位壁面磨損規(guī)律相符。根據(jù)模擬結(jié)果可知，進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率范圍為1.12×10-7～6.06×10-7kg/(m2·s)；錐段區(qū)域磨損沿z軸正方向不斷變大，在底流口處達(dá)到磨損率峰值，其磨損值為2.96×10-6kg/(m2·s)。因此，試驗(yàn)數(shù)據(jù)規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果相符。

水力旋流器壁面磨損試驗(yàn)表明隨著水力旋流器底流口直徑增加，各部位壁面磨損率都有所降低，其中頂板處降幅為6.8%；錐段區(qū)域壁面磨損率降幅都在20%以上，其中底流口區(qū)域壁面磨損率降幅達(dá)到29.1%。其他區(qū)域包括進(jìn)口環(huán)形空間壁面磨損率降幅為18.8%，柱段區(qū)域壁面磨損率降幅為20.3%。水力旋流器壁面磨損率試驗(yàn)數(shù)據(jù)規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果規(guī)律相同，只磨損率數(shù)值略有差異，壁面磨損試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模擬計算的準(zhǔn)確性。

在數(shù)值模擬計算中，求得的磨損率是各部位壁面上點(diǎn)磨損率，而在試驗(yàn)中采用失重法求得的各部位壁面磨損率是根據(jù)各部位的面積求得平均磨損率，因此兩者結(jié)果略有差異。

3 結(jié) 論

1)直切式矩形單入口和雙入口這兩種水力旋流器進(jìn)口環(huán)形空間區(qū)域壁面都以局部磨損為主，單入口水力旋流器進(jìn)口環(huán)形區(qū)域壁面磨損率最大值在圓周方向75°左右，雙入口式壁面磨損率峰值在圓周方向75°和255°附近，壁面最大磨損率較單入口式降低了28%。入口形式的改變對水力旋流器柱段區(qū)域和錐段區(qū)域壁面磨損分布影響較小，只改變其磨損率數(shù)值大小，柱段區(qū)域壁面磨損率峰值降低了25%，錐段區(qū)域降低了19%。

2)水力旋流器底流口直徑由?12 mm增加到?18 mm時，從整體上看，對各部位壁面磨損的規(guī)律影響不大，但各部位壁面磨損率卻呈降低趨勢。在進(jìn)口環(huán)形區(qū)域，壁面磨損最嚴(yán)重的區(qū)域均位于圓周方向30°～90°之間，磨損率峰值降低了18%；柱段區(qū)域磨損率降低了19%；在錐段區(qū)域末端，磨損率峰值所在的z軸位置隨著底流口直徑的增大而在z軸方向上向下移動，同時壁面最大磨損率降低了23%。水力旋流器底流口直徑的改變，對錐段靠近底流口位置處壁面磨損影響最大。

3)水力旋流器壁面磨損試驗(yàn)表明隨著水力旋流器底流口直徑增加，各部位壁面磨損率降低，水力旋流器壁面磨損率試驗(yàn)數(shù)據(jù)規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果規(guī)律相同，只磨損率數(shù)值略有差異，壁面磨損試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模擬計算的準(zhǔn)確性。

4)本研究因固液兩相流的復(fù)雜性，在數(shù)值模擬計算時沒有考慮到固體顆粒間的碰撞作用和破碎問題，而是對兩相流進(jìn)行理想化處理，這些對水力旋流器壁面磨損情況會產(chǎn)生相應(yīng)的影響，需在后續(xù)研究中繼續(xù)探討研究。