胡文韜，田 凱，李佳鴻，梁思懿，宋 超，李 杰，劉欣偉，王化軍

1) 北京科技大學(xué)金屬礦山高效開采與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083 2) 中冶京誠工程技術(shù)有限公司全國循環(huán)經(jīng)濟(jì)技術(shù)中心，北京100176 3) 中國電子裝備技術(shù)開發(fā)協(xié)會，北京 100037

水是支撐社會發(fā)展的基礎(chǔ)資源，水資源短缺和不均勻分布嚴(yán)重制約了國內(nèi)外的可持續(xù)發(fā)展[1].選礦生產(chǎn)耗水多、廢水排放量大[2-3]. 為充分提高水資源利用率，選礦廠將全廠生產(chǎn)廢水集中經(jīng)自然濃縮澄清后，經(jīng)循環(huán)泵房再輸送到各工序，此水稱為“循環(huán)水”. 隨著礦石不斷貧化，多段碎磨和循環(huán)累計導(dǎo)致選礦循環(huán)水的懸浮物含量上升，水中積累的固體懸浮物嚴(yán)重影響了選礦指標(biāo)[4-8]. 濃密機(jī)作為礦山廢水處理過程中經(jīng)典設(shè)備[9]，其主要依靠固體顆粒自身的重力來沉降，實(shí)現(xiàn)固液分離，并借助傳動裝置將濃度高的底流由濃密機(jī)底部的排泥口排出. 高效濃密機(jī)的出現(xiàn)，提高了微細(xì)粒的沉降效果. 在結(jié)構(gòu)上，高效濃密機(jī)較傳統(tǒng)濃密機(jī)給料管更長，可直接深入到澄清區(qū)和濃密區(qū)界面處或最深層，濃縮過程中形成的大絮體團(tuán)進(jìn)入壓縮沉降帶，未被絮凝劑捕獲的細(xì)顆粒則滯留在過濾層中，保證了溢流水水質(zhì)[10-11]. 為了追求更高的底流濃度與處理效率，業(yè)界還開發(fā)出了深錐高效濃密機(jī)與斜板（管）濃密機(jī). 深錐濃密機(jī)特點(diǎn)是在高效濃密機(jī)的基礎(chǔ)上，增大箱體底部錐角，其主要特點(diǎn)是產(chǎn)能大、底流濃度高；斜板（管）濃密機(jī)則是基于斜板沉淀技術(shù)[9]，改善水力模型，促進(jìn)顆粒與水的分離. 然而，此類高效濃密機(jī)給料固體顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10%～30%[12]，對于固體顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)在10%以下，特別是低濃度水質(zhì)，處理效果甚微. 對于選礦循環(huán)水來說，顆粒濃度相對較低，粒度更細(xì)，顆粒有效碰撞困難，絮凝效果差，故難以采用現(xiàn)有高效濃密機(jī)再進(jìn)行處理. 與此同時，選礦循環(huán)水懸浮深度澄清裝置是一種集混合、絮凝、沉淀一體化的懸浮物處理設(shè)備，該裝置基于噴嘴與喉管等結(jié)構(gòu)組成的有限空間射流系統(tǒng)，從提升原水顆粒濃度出發(fā)，實(shí)現(xiàn)泥渣回流，提高顆粒雜質(zhì)濃度，將大量較粗絮體顆?；亓髋c原水混合，增加懸浮顆粒間碰撞幾率，能夠有效解決低濃度下顆粒絮凝效果差的問題，最終實(shí)現(xiàn)高效的固液分離. 同時，該裝置借助泥渣回流的剩余絮凝能力，節(jié)省了絮凝劑的投加量，而且無機(jī)械傳動裝置，結(jié)構(gòu)相對簡單，一體化程度高，能耗低. 因此，對選礦循環(huán)水懸浮深度澄清裝置相關(guān)研究具有重要意義.

近年來，數(shù)值模擬技術(shù)在過去數(shù)十年來一直倍受關(guān)注，得到了長足發(fā)展[13]. Cui等[14]利用實(shí)驗(yàn)測定了絮體的形狀、大小和自由沉降速度等特征參數(shù)，基于長軸對稱橢球體的布倫納阻力模型和多孔顆粒的浮力模型進(jìn)行數(shù)值模擬. Gao與Stenstrom[15]總結(jié)了多種多相法與廣泛應(yīng)用的單相法在不同海水溫度研究中的應(yīng)用，分析了密度流形成、變量設(shè)計和建模結(jié)構(gòu)參數(shù)不確定性等因素的重要影響. Shah等[16]采用計算流體力學(xué)（CFD）技術(shù)，研究不同顆粒粒度、工作流速、入口配置下的流動模式和沉降行為，確定了流場規(guī)律. 姚娟娟等[17]運(yùn)用CFD對其流速場進(jìn)行數(shù)值模擬，優(yōu)化了擋墻在配水渠中的位置. 魏文禮等[18]運(yùn)用CFD發(fā)現(xiàn)改變出口位置對輻流式沉淀池內(nèi)的流線分布和流速場影響很小，但對出口懸浮顆粒濃度值影響較大. 蘭斌等[19]開展了三維流化床長時間跨度顆粒運(yùn)動模擬，發(fā)現(xiàn)不同粒徑顆粒在流化床中的平均停留時間均與流化床長度呈線性關(guān)系. 劉玉玲[20]采用兩相流混合模型，通過模擬獲得了速度場，湍動能等參量在空間的分布規(guī)律. 可見，懸浮顆粒特征參數(shù)、裝置結(jié)構(gòu)、和邊界條件等是影響顆粒沉降的關(guān)鍵因素.

立足于開發(fā)選礦循環(huán)水懸浮物澄清裝置，本文采用CFD技術(shù)研究了裝置內(nèi)部流場變化，分析懸浮物的沉降規(guī)律，為選礦循環(huán)水固體懸浮物深度澄清裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)優(yōu)化提供了理論依據(jù)和數(shù)據(jù)支撐.

1 裝置與方法

1.1 裝置簡介

選礦循環(huán)水固體懸浮物深度澄清裝置結(jié)構(gòu)示意如圖1所示. 其中藍(lán)色箭頭方向?yàn)榱黧w流動方向，加入混凝劑的原水經(jīng)管道混合器通過設(shè)備下方噴嘴以高速射流進(jìn)入喉管，在高速射流的作用[21]下使得喉管下部的喇叭口附近會形成負(fù)壓區(qū)而吸入部分水流形成回流水而進(jìn)入喉管中，由于喉管邊壁的限制，將會使得噴嘴射流的原水與卷吸的回流水所攜帶的污泥顆粒與原水所攜帶的污泥顆粒在喉管中劇烈混合，為懸浮顆粒的有效碰撞提供動力學(xué)條件，從而達(dá)到接觸絮凝的目的；當(dāng)原水與回流水混合后，在上方導(dǎo)流板作用下混合水流快速分散在整個水力循環(huán)區(qū)，其中水流中一部分顆粒物在重力的作用下沉降到水力循環(huán)區(qū)底部，在原水高速射流的作用下重新跟隨回流水與噴嘴射流的原水在喉管內(nèi)繼續(xù)發(fā)生混合，以此循環(huán)；則另一部分顆粒物跟隨水流涌入顆粒沉降區(qū)，由于水流向上流動過程能量不斷耗散，進(jìn)而使得進(jìn)入沉降區(qū)的水流速度變得相對緩慢，最后借助重力作用在顆粒沉降區(qū)進(jìn)行固液分離；最終沉降到污泥斗的污泥顆粒在一定時間下通過排泥管排出，而清水則從上部的出水口排出.

圖1 固體懸浮物處理裝置結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Structure diagram of deep clarification physicochemical reaction device

1.2 固液兩相流模擬

1.2.1 數(shù)學(xué)模型

Mixture模型是常用的兩相流模型，其考慮了兩相的滑移速度[22]，包容性和各相之間的耦合性好，本文采用Mixture模擬固液兩相流流場. Mixture模型方程[23]：

（1）連續(xù)方程.

1.2.2 物理模型與網(wǎng)格劃分

流體在選礦循環(huán)水澄清裝置內(nèi)做三維運(yùn)動，但由于該裝置為軸對稱、豎流式結(jié)構(gòu)，內(nèi)部流體主要沿豎直方向運(yùn)動. 同時，裝置內(nèi)部結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜、模型體積較大，為了簡化計算，故將其簡化為僅有軸向和徑向運(yùn)動的二維面. 其裝置二維物理模型見圖2(a)，主要結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示.

圖2 物理模型(a)與網(wǎng)格劃分(b)Fig.2 Physical model (a) and meshing (b)

表1 裝置主要結(jié)構(gòu)尺寸Table1 Main structure size of the device mm

模型采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，由于在噴嘴、及喉管以及擴(kuò)散管、出水口附近邊界尺寸較小，為提高計算精度，對上述位置的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密. 為排除網(wǎng)格密度對計算結(jié)果的影響，故進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn). 以顆粒沉降區(qū)中心軸線速度分布為網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證的研究對象，四種網(wǎng)格數(shù)量下顆粒沉降區(qū)中心軸線速度分布如圖3所示. 可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為6489時，與網(wǎng)格數(shù)量為5445速度最大差值在20%左右；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為8346時，與網(wǎng)格數(shù)量為6489速度最大差值在9.5%左右；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量增加到10089時，速度最大差值在1%以內(nèi)，與網(wǎng)格數(shù)量8346時速度無明顯差別，故認(rèn)為網(wǎng)格數(shù)量為10089時對計算結(jié)果的影響可以忽略，即最終網(wǎng)格數(shù)量為10089. 網(wǎng)格劃分結(jié)果見圖2(b).

圖3 網(wǎng)格獨(dú)立性研究Fig.3 Grid dependency study

1.2.3 邊界條件

設(shè)置入口邊界水相為主相，密度為998.2 kg·m-3、動力黏度為0.001003 Pa·s；懸浮顆粒為次相，設(shè)置懸浮顆粒密度為1560 kg·m-3，入流懸浮顆粒質(zhì)量濃度為 3 g·L-1，即體積分?jǐn)?shù) 0.001923，顆粒動力黏度為 0.002001 Pa·s，顆粒粒度為 60 μm；進(jìn)口速度為0.1 m·s-1，固液兩相速度相同；由于自由出流邊界適合出口流量、速度、壓力等未知的情況，故出口邊界采用自由出流[27]；設(shè)備的內(nèi)部導(dǎo)流板、邊壁等均設(shè)置為固壁無滑移邊界[16]；采用壓力隱式算子對 PISO 算法進(jìn)行分裂；湍動能、湍動能耗散率和動能方程均采用二階迎風(fēng)離散格式；模擬時間步長取0.01 s，迭代步數(shù)為60000，模擬計算時長為600 s.

2 結(jié)果與討論

2.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)

針對固體懸浮物深度澄清裝置進(jìn)水口噴嘴長度、喉管與噴嘴管徑比、水流進(jìn)入污泥顆粒沉降區(qū)開口大小、設(shè)備直徑等結(jié)構(gòu)參數(shù)對設(shè)備內(nèi)容流場進(jìn)行數(shù)值模擬. 其中，進(jìn)水懸浮顆粒質(zhì)量濃度為 3 g·L-1，懸浮顆粒粒度為 60 μm，入流速度為0.1 m·s-1.

2.1.1 噴嘴長度

在喉管與噴嘴管徑比為2，顆粒沉降區(qū)開口尺寸為70 mm，裝置直徑500 mm的條件下，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，3個噴嘴長度L1分別選取50、80和110 mm開展數(shù)值模擬. 噴嘴長度對裝置內(nèi)部流場速度分布、顆粒沉降區(qū)平均湍動能和固體懸浮顆粒去除率的影響分別如圖4～6所示.

圖4 不同噴嘴長度對裝置內(nèi)部速度流場的影響. (a) 50 m; (b) 80 mm;(c) 110mmFig.4 Effect of nozzle length on velocity flow field inside the device:(a) 50 m; (b) 80 mm; (c) 110 mm

如圖4所示，3個噴嘴長度下，裝置內(nèi)速度流場分布基本相同，說明噴嘴長度對設(shè)備內(nèi)流速場影響很小. 從圖5可以看出，噴嘴長度越低，顆粒沉降區(qū)平均湍動能相對越低，即流場的紊流程度降低. 由于噴嘴入流速度相同，噴嘴長度較短時，原水與回流水混合的邊界范圍和水頭損失較大，能量耗散增加，導(dǎo)致水流進(jìn)入顆粒沉降區(qū)的湍動能隨之降低. 湍動能為單位質(zhì)量流體由于湍流脈動所具有的動能. 湍動能越小，流場的紊流程度越低，水流的穩(wěn)定性增加[28]，即水流對顆粒運(yùn)動的干擾性減弱，更加有利于顆粒沉降.

圖5 噴嘴長度對顆粒沉降區(qū)平均湍動能的影響Fig.5 Effect of nozzle length on average turbulent kinetic energy in sludge settling zone

為了對比不同工況下的懸浮顆粒去除效果，以固體懸浮顆粒去除率為參考指標(biāo). 其中，固體懸浮物去除率由式（9）計算.

式中：η 為懸浮顆粒去除率；Cin為進(jìn)水口水中懸浮顆粒體積分?jǐn)?shù)；Cout為出水口水中懸浮顆粒體積分?jǐn)?shù).

通過計算獲得懸浮顆粒的去除率，結(jié)果如圖6.可以看出，噴嘴長度為50 mm時裝置對循環(huán)水中顆粒物的去除率最高. 因此，可以說明較短的噴嘴長度可以降低顆粒沉降區(qū)流場紊流程度，降低流對顆粒沉降的干擾，增加了顆粒的沉降效率，提升裝置對懸浮顆粒的去除率.

圖6 噴嘴長度對固體懸浮顆粒去除率η的影響Fig.6 Effect of nozzle length on the removal rate of solid suspended particles η

2.1.2 喉管與噴嘴管徑比

在噴嘴長度為50 mm，顆粒沉降區(qū)件下開口尺寸為70 mm，裝置直徑500 mm的條件下，在前期經(jīng)驗(yàn)參數(shù)的基礎(chǔ)上，選擇喉管管徑與噴嘴管徑比（d2/d1）分別為1.5、2和3管徑比進(jìn)行模擬. 噴嘴管徑d1為25 mm，喉管管徑d2分別為37.5、50和75 mm時，管徑比對裝置內(nèi)部流場速度分布、顆粒沉降區(qū)平均湍動能和固體懸浮顆粒去除率的影響分別如圖7～9所示.

圖7表明，3個管徑比下裝置中速度流場分布基本相同，但隨著管徑的增大，顆粒沉降區(qū)上升水流速度略有降低. 圖8表明，管徑比越大，顆粒沉降區(qū)的湍動能越低，即流場的紊流程度越低，流態(tài)更加穩(wěn)定. 由于增大管徑比，使得水力循環(huán)區(qū)喉管內(nèi)側(cè)回流水流量增加，導(dǎo)致原水與回流水混合強(qiáng)度上升，能量耗散增加，削弱了水流進(jìn)入顆粒沉降區(qū)的能量，從而降低水流進(jìn)入顆粒沉降區(qū)的速度和顆粒沉降區(qū)的湍動能.

圖7 管徑比對裝置內(nèi)部速度流場的影響. (a) 管徑比1.5; (b) 管徑比2; (c) 管徑比3Fig.7 Effect of pipe diameter ratio on velocity flow field inside the device: (a) pipe diameter ratio of 1.5; (b) pipe diameter ratio of 2; (c) pipe diameter ratio of 3

圖8 管徑比對顆粒沉降區(qū)平均湍動能的影響Fig.8 Effect of pipe diameter ratio on average turbulent kinetic energy in sludge settling zone

從圖9可以看出，在3個管徑比中，管徑比為3時懸浮顆粒的去除率最高. 因此，可以說明喉管管徑與噴嘴管徑比的增加，抑制了顆粒沉降區(qū)上升水流速度，降低了顆粒沉降區(qū)的紊流程度，避免懸浮顆粒被上升水流裹挾，提升了固體懸浮顆粒的去除效果.

圖9 管徑比對固體懸浮顆粒去除率的影響Fig.9 Effect of pipe diameter ratio on the removal rate of solid suspended particles

2.1.3 顆粒沉降區(qū)開口尺寸

在噴嘴長度50 mm，裝置直徑500 mm，喉管與噴嘴管徑比為3的條件下，分別選擇顆粒沉降區(qū)開口尺寸L為50、70和90 mm進(jìn)行模擬優(yōu)化. 顆粒沉降區(qū)開口尺寸對裝置內(nèi)部流場速度分布、顆粒沉降區(qū)平均湍動能和固體懸浮顆粒去除率的影響分別如圖10～12所示.

圖10 開口尺寸對裝置內(nèi)部速度流場的影響. (a) 開口尺寸50 mm;(b) 開口尺寸70 mm; (c) 開口尺寸90 mmFig.10 Effect of opening size on velocity flow field inside the device:(a) opening size of 50 mm; (b) opening size of 70 mm; (c) opening size of 90 mm

圖10表明，對3種開口尺寸下裝置水力循環(huán)區(qū)流場的流速分布基本相同，但在顆粒沉降區(qū)，開口尺寸越大，上升水流速度越小. 圖11表明，顆粒沉降區(qū)開口尺寸越大，顆粒沉降區(qū)平均湍動能越小，即顆粒沉降區(qū)流場穩(wěn)定性越大. 由于水力循環(huán)區(qū)進(jìn)入顆粒沉降區(qū)過水流量相同，而顆粒沉降區(qū)開口尺寸的增加，降低水流進(jìn)入顆粒沉降區(qū)的速度，使得顆粒沉降區(qū)的上升水流速度降低，湍動能下降.

圖11 開口尺寸對污泥沉降區(qū)平均湍動能的影響Fig.11 Effect of opening size on average turbulent kinetic energy in sludge settling zone

從圖12可以看出，3種工況下，顆粒沉降區(qū)開口尺寸越大，顆粒物的去除效果越好. 因此，可以說明增加開口尺寸，抑制了顆粒沉降區(qū)上升水流速度，防止更多固體顆粒被上升水流裹挾，同時降低了顆粒沉降區(qū)流場的紊流程度，增加水流的穩(wěn)定性，提升了固體懸浮顆粒的去除率.

圖12 開口尺寸對固體懸浮顆粒去除率的影響Fig.12 Effect of opening size on removal rate of suspended solids particles

2.1.4 裝置直徑

在噴嘴長度為50 mm，喉管與噴嘴管徑比為3，顆粒沉降區(qū)開口尺寸為90 mm時，分別選取裝置直徑D為500、600和700 mm時模擬反應(yīng)器直徑對裝置內(nèi)部流場的影響. 裝置直徑對裝置內(nèi)部流場速度分布、顆粒沉降區(qū)平均湍動能和固體懸浮顆粒去除率的影響分別如圖13～15所示.

圖13 裝置直徑對裝置內(nèi)部速度流場的影響. (a) 直徑500 mm; (b) 直徑 600 mm; (c) 直徑 700 mmFig.13 Effect of device diameter on velocity distribution of flow field inside the device: (a) diameter of 500 mm; (b) diameter of 600 mm; (c)diameter of 700 mm

圖13表明，隨著裝置直徑的增大，水力循環(huán)區(qū)上升水流速度有所降低. 圖14表明，裝置直徑越大，顆粒沉降區(qū)平均湍動能越低. 由于裝置直徑的增加，水流在運(yùn)動路徑增加，即在水力循環(huán)區(qū)的停留時間延長，能量消耗增加，使得顆粒沉降區(qū)流體的湍動能下降，即紊流程度降低. 同時，裝置直徑的增加，意味著顆粒沉降有效容積增加，顆粒間的阻尼作用降低，故增加了顆粒的沉淀效率. 因此，可以說明適量增加裝置直徑有助于提升裝置對固體懸浮顆粒的去除效果（見圖15）.

圖14 裝置直徑對污泥沉降區(qū)平均湍動能的影響Fig.14 Effect of device diameter on average turbulent kinetic energy in sludge settling zone

圖15 裝置直徑對固體懸浮顆粒去除率的影響Fig.15 Effect of device diameter on the removal rate of solid suspended particles

2.2 運(yùn)行參數(shù)

通過數(shù)值模擬，確定的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)為：噴嘴長度為50 mm、喉管與噴嘴管徑比為3、顆粒沉降區(qū)開口尺寸為90 mm和裝置直徑為700 mm. 在優(yōu)化這些參數(shù)的基礎(chǔ)上，懸浮顆粒濃度保持3 g·L-1，不同入口流速，以及不同懸浮顆粒粒徑下，裝置的懸浮顆粒的去除效果如表2所示.

表2表明，懸浮顆粒的去除率隨進(jìn)水速度的增加而下降，隨著懸浮顆粒粒度的增加而上升. 這是由于給水流速的增加導(dǎo)致顆粒沉降區(qū)流場的紊流程度提高、懸浮顆粒受到干擾而難以沉降. 同時進(jìn)水水流速度越快，裝置內(nèi)部液面負(fù)荷增加，顆粒沉淀效率降低，導(dǎo)致懸浮顆粒去除率下降. 進(jìn)水速度為0.1 m·s-1，裝置對4種粒度顆粒的沉降效果最好，懸浮顆粒去除率最高；其中，裝置對100和120 μm粒徑顆粒的去除率都達(dá)到60%以上，這說明借助裝置內(nèi)部提供的良好沉降條件，當(dāng)超細(xì)礦泥顆?；炷纬?00 μm以上的絮團(tuán)時，裝置對選礦水中懸浮顆粒的去除率較高.

表2 裝置運(yùn)行參數(shù)對固體懸浮顆粒去除率的影響Table2 Effect of operation parameters on the removal rate ofsuspended solids

3 結(jié)論

（1）適量降低給水噴嘴長度，以及適量增加喉管與噴嘴管徑比、顆粒沉降區(qū)開口尺寸、以及裝置直徑有利于降低顆粒沉降區(qū)流場的紊流程度，增加水流的穩(wěn)定性.

（2）給水噴嘴長度、喉管與噴嘴管徑比，顆粒沉降區(qū)開口尺寸和裝置管徑等結(jié)構(gòu)參數(shù)對礦泥顆粒去除率有較大的影響. 優(yōu)化后的新型選礦循環(huán)水物化處理裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)為：給水噴嘴長度50 mm、喉管與噴嘴管徑比3，顆粒沉降區(qū)開口尺寸為90 mm和裝置管徑為700 mm.

（3）降低入口流速有助于提高懸浮顆粒的去除率，當(dāng)進(jìn)水流速為0.1 m·s-1時，裝置對100 μm粒徑顆粒的去除率達(dá)到60%以上，即超細(xì)礦泥顆粒在裝置內(nèi)水力循環(huán)區(qū)通過混凝形成100 μm以上絮團(tuán)顆粒時，裝置對選礦循環(huán)水中礦泥顆粒的去除率較高.