高海拔地區(qū)水力旋流器旋液分離過程CFD模擬與結(jié)構(gòu)優(yōu)化

王曉靜 張靖媛

（天津大學(xué)化工學(xué)院）

我國(guó)青海地區(qū)有一百多個(gè)鹽湖， 其中的鉀、鈉、鎂、鋰、碘、銫等礦產(chǎn)資源可以被用于多種工農(nóng)業(yè)場(chǎng)合。 據(jù)統(tǒng)計(jì)，我國(guó)察爾汗鹽湖地區(qū)氯化鉀儲(chǔ)量高達(dá)1.45億噸，占全國(guó)儲(chǔ)量的97%，目前該地鉀肥年產(chǎn)量占國(guó)內(nèi)市場(chǎng)40%以上［1～3］。 然而我國(guó)現(xiàn)有鉀資源僅可利用不到70年［4］，受到資源儲(chǔ)量和開采程度的限制，到2020年察爾汗鹽湖地區(qū)已不適宜繼續(xù)擴(kuò)大柴達(dá)木東部鉀資源的開采量［5］，因此改進(jìn)生產(chǎn)過程是提高鉀鹽提取率的必然選擇。目前， 察爾汗鹽湖地區(qū)有多種鉀肥生產(chǎn)工藝，包括反浮選-冷結(jié)晶法、冷分解-正浮選法，兌鹵-控速結(jié)晶工藝等［6，7］。 在鉀肥的生產(chǎn)過程中，氯化鉀冷結(jié)晶器會(huì)產(chǎn)出帶有氯化鉀晶體微粒的冷結(jié)晶器溢流液，分離出這些晶體微粒是提高氯化鉀產(chǎn)率的新思路。 首先回收氯化鉀微?？梢灾苯釉黾邮章?， 其次分離出的細(xì)晶還可投放回結(jié)晶器內(nèi)，作為晶核促進(jìn)結(jié)晶過程的進(jìn)行，因此回收氯化鉀結(jié)晶具有很高的價(jià)值。 針對(duì)該問題，提出使用水力旋流技術(shù)來進(jìn)行氯化鉀冷結(jié)晶器溢流液的濃縮回收。

多年來，科研人員對(duì)水力旋流器的工作原理進(jìn)行了深入研究。 CHU L Y等通過設(shè)計(jì)正交實(shí)驗(yàn)研究了結(jié)構(gòu)改造對(duì)水力旋流器性能的影響，開發(fā)了一種帶有翼形核心的新型水力旋流器［8，9］；LIU Y C 等對(duì)三相水力旋流器結(jié)構(gòu)提出了改進(jìn)建議［10］；王立洋等對(duì)液-液水力旋流器的分離效率與進(jìn)口流速、油組分濃度、旋流器級(jí)數(shù)之間存在的關(guān)系進(jìn)行了研究［11］；劉永平等分析了粒徑分布和結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)旋 流器分離性能的影響［12，13］；劉培坤等提出了一種新型可調(diào)底流口旋流器［14］；NARASIMHA M等使用LES湍流模型對(duì)水力旋流器進(jìn)行了多相流數(shù)值模擬，并用伽馬射線析像驗(yàn)證 了 模 擬 與 實(shí) 驗(yàn) 的 相 似 度［15］；MURTHY Y R和BHSDKAR K U模擬了水力旋流器的固-液分離過程，得出了切割粒度隨旋流器結(jié)構(gòu)變化的規(guī)律［16］；XING L等利用CFD-PBM方法研究了入口形式對(duì)液-液旋流器分離性能的影響［17］。 隨著CFD技術(shù)的發(fā)展，利用數(shù)值模擬方法調(diào)整各項(xiàng)結(jié)構(gòu)參數(shù)是水力旋流器結(jié)構(gòu)改進(jìn)的大勢(shì)所趨。

筆者使用CFD技術(shù)研究了水力旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)與操作參數(shù)對(duì)其流動(dòng)特性和分離性能的影響，并給出了優(yōu)化結(jié)果。 在計(jì)算過程中，特別考慮了青海察爾汗鹽湖作為高海拔地區(qū)具有特殊的地理?xiàng)l件，將當(dāng)?shù)卮髿鈮号c重力加速度作為初始條件代入計(jì)算。

1 水力旋流器

1.1 工作原理

水力旋流器是生產(chǎn)中最常用的分離設(shè)備，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、占地空間小、運(yùn)行平穩(wěn)的優(yōu)點(diǎn)。其分離原理為利用物料高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力場(chǎng)使存在密度差的物料沿徑向分離， 在水力旋流器運(yùn)行穩(wěn)定后，旋流腔內(nèi)產(chǎn)生內(nèi)外旋流，輕相隨著內(nèi)旋流從上部的溢流口流出、 重相隨外旋流從底流口流出，其內(nèi)部流動(dòng)過程示意圖如圖1所示。

圖1 水力旋流器內(nèi)流體流動(dòng)示意圖

1.2 水力旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)

直筒段筒徑Dc是影響水力旋流器分級(jí)粒度的主要因素，筒徑越大，分級(jí)粒度越粗。 氯化鉀冷結(jié)晶器溢流液中的氯化鉀顆粒粒徑在0～100 μm之間，經(jīng)查閱水力旋流器設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，發(fā)現(xiàn)筒徑為150 mm時(shí)分離粒徑一般在30～74 μm之間， 筒徑為200 mm時(shí)分離粒徑一般在30～100 μm之間，筒徑為250 mm時(shí)分離粒徑一般在40～100 μm之間，這3種水力旋流器均可滿足項(xiàng)目分離要求。 水力旋流器其余部分尺寸參數(shù)一般按照通用標(biāo)準(zhǔn)旋流器進(jìn)行選擇：

a.入口直徑為（0.15～0.25）×Dc；

b.溢流口直徑為（0.2～0.3）×Dc；

c.底流口直徑為（0.07～0.10）×Dc；

d.溢流管插入深度為（0.5～0.8）×Dc；

e.柱段長(zhǎng)度為（0.7～2.0）×Dc。

本研究所用水力旋流器模型結(jié)構(gòu)如圖2所示，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

表1 水力旋流器尺寸參數(shù)

圖2 水力旋流器幾何模型

2 模型建立及網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

2.1 計(jì)算模型設(shè)定

CFD計(jì)算中常用到的多相流模型有VOF模型、Mixture模型和Eulerian模型。 通常VOF模型被用于模擬兩相及以上互不相融流體的流動(dòng)過程，Mixture模型與Eulerian模型均可被用于解決含有離散相的多相流問題， 其中Eulerian模型雖然計(jì)算精度高，但計(jì)算過程過于復(fù)雜，對(duì)計(jì)算機(jī)性能要求較高， 故文中計(jì)算采用Mixture多相流模型。

合理選擇湍流模型可以提高計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。 k-ε模型是目前應(yīng)用最廣的湍流模型，但其推導(dǎo)過程基于各向同性的渦黏性假設(shè)，在預(yù)測(cè)各向異性的復(fù)雜湍流流動(dòng)時(shí)會(huì)有較大的誤差，RSM模型摒棄渦黏性假設(shè)，直接求解雷諾應(yīng)力微分方程，能更好地預(yù)測(cè)水力旋流器內(nèi)復(fù)雜的各向異性流動(dòng)過程，因此本文預(yù)采用RSM湍流模型。

2.2 邊界條件及介質(zhì)物性參數(shù)

計(jì)算使用3D模型，采用瞬態(tài)雙精度求解器及SIMPLE壓力速度耦合算法，入口條件設(shè)置為速度入口，溢流口和底流口均設(shè)置為壓力出口，出口直接連通大氣， 對(duì)流項(xiàng)分別采用PREETO！ 與QUICK格式進(jìn)行離散，壁面采用非滑移條件。

在氯化鉀冷結(jié)晶器溢流液分離過程CFD模擬中，設(shè)置的物性參數(shù)如下：

a.連續(xù)相為飽和MgCl2溶液，密度1 180 kg/m3，黏度0.002 Pa·s。

b.離散相為KCl晶體顆粒，粒徑在0～100 μm之間，其密度為1 980 kg/m3，質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10%。

c.高海拔地區(qū)下重力加速度為9.786 m/s2，大氣壓強(qiáng)為72.4 kPa；平原地區(qū)重力加速度為9.810 m/s2，大氣壓強(qiáng)為101.325 kPa。

2.3 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

用Solidworks對(duì)水力旋流器三維建模后導(dǎo)入Mesh軟件進(jìn)行非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。 為減小網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算精度的影響，在正式模擬計(jì)算前需要對(duì)網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行獨(dú)立性驗(yàn)證。 因流量對(duì)網(wǎng)格數(shù)量變化較為敏感，故以Dc=200 mm、d0=40 mm、入口速度為5 m/s的計(jì)算模型為例，對(duì)在不同網(wǎng)格數(shù)量下水力旋流器流動(dòng)過程進(jìn)行CFD數(shù)值模擬， 并將所得溢流流量與底流流量的變化趨勢(shì)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證結(jié)果

可以看出，網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到58萬之后，溢流流量與底流流量與網(wǎng)格數(shù)量為200萬時(shí)極為接近，說明此時(shí)網(wǎng)格數(shù)量滿足計(jì)算精度要求，因此選擇網(wǎng)格數(shù)量為58萬。

3 結(jié)果分析

3.1 公式計(jì)算

水力旋流器對(duì)固相的分離效率Es定義為底流口固相質(zhì)量流量與入口固相質(zhì)量流量之比，即：

式中 Mi——入口的固相質(zhì)量流量，kg/s；

Mu——底流口的固相質(zhì)量流量，kg/s。

壓降Δp為水力旋流器入口與出口壓力之差，即：

式中 pi——入口壓力，MPa；

po——出口壓力，MPa。

3.2 直筒段筒徑選擇

首先需選擇適宜大小的直筒段筒徑用于優(yōu)化計(jì)算，在入口流速為5 m/s的條件下對(duì)筒徑分別為150、200、250 mm的水力旋流器的分離過程進(jìn)行模擬， 所得分離效率與KCl晶體粒徑之間的關(guān)系如圖4所示?？梢钥闯?，筒徑為200 mm的水力旋流器對(duì)粒徑在100 μm以下顆粒的分離效率高于其余兩種， 原因是Dc=200 mm的水力旋流器內(nèi)部離心強(qiáng)度高于Dc=250 mm的水力旋流器， 所以對(duì)固定粒徑顆粒的分離效率更高，原本Dc=150 mm時(shí)離心強(qiáng)度最高、分級(jí)粒度最小，但5 m/s的入口流速對(duì)150 mm 的水力旋流器來說過高，所以30 μm以下的顆粒還沒來得及被分離就已經(jīng)從溢流口離開旋流器， 導(dǎo)致其分離效率反而低于Dc=200 mm的水力旋流器，由此可以看出Dc=150 mm的水力旋流器的明顯缺點(diǎn)是處理能力較小。 綜上分析， 采用200 mm的水力旋流器用于模擬工作。由圖4看出，Dc=200 mm時(shí)水力旋流器對(duì)40 μm以上的顆粒分離效率接近100%，所以為清晰地看出各項(xiàng)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)分離效率的影響，后續(xù)模擬工作只分析各項(xiàng)參數(shù)對(duì)10～50 μm粒徑范圍內(nèi)顆粒分離效率的影響。

圖4 不同筒徑下水力旋流器的分離效率

3.3 溢流口直徑對(duì)水力旋流器性能的影響

在入口流速為5 m/s的條件下對(duì)溢流口直徑分別為40、50、56 mm的水力旋流器的固-液分離過程進(jìn)行CFD數(shù)值模擬， 并在圓柱段和錐段的相交截面作速度場(chǎng)與壓力場(chǎng)分布對(duì)比曲線，對(duì)溢流口直徑對(duì)水力旋流器內(nèi)部流動(dòng)情況及分離性能的影響進(jìn)行分析。

3.3.1 溢流口直徑對(duì)速度分布的影響

圖5為不同溢流口直徑下水力旋流器的速度分布對(duì)比圖。 由圖5可以看出，切向速度的值從壁面到軸心先逐漸增大到一極大值后再迅速減小。溢流口直徑大小變化時(shí)，從水力旋流器壁面到距中心軸約0.03 m位置之間的流體流速極為接近，說明在此區(qū)域內(nèi)流體流速基本不受溢流口直徑影響，但在0.03 m以內(nèi)的區(qū)域，溢流口直徑增大時(shí)切向速度與軸向速度明顯減小。

圖5 溢流口直徑對(duì)速度分布的影響

3.3.2 溢流口直徑對(duì)壓力分布與壓降的影響

圖6表示了溢流口直徑變化對(duì)水力旋流器靜壓力分布的影響。 可以看出隨著溢流口直徑的增大，旋流器內(nèi)靜壓力顯著降低，軸心附近的負(fù)壓小幅度升高。 此外，軸心附近水平方向上負(fù)壓范圍隨溢流管直徑的增加而增大。

圖6 溢流口直徑對(duì)壓力場(chǎng)的影響

圖7為不同溢流口直徑對(duì)應(yīng)的水力旋流器壓降， 可以看出水力旋流器壓降隨溢流口直徑的增大而顯著下降。 這是因?yàn)橐缌骺谥睆皆黾訒r(shí)旋流器內(nèi)流體切向與軸向流速降低，流動(dòng)能耗也降低。

圖7 溢流口直徑對(duì)壓降的影響

3.3.3 溢流口直徑對(duì)分離效率的影響

溢流口直徑對(duì)顆粒分離效率的影響如圖8所示，可以看出，在給定入口流速下，水力旋流器對(duì)顆粒的分離效率會(huì)隨溢流口直徑的增大而減小，且減小趨勢(shì)在粒徑30 μm以下的顆粒上表現(xiàn)的更加顯著。 主要原因是切向速度的大小決定著離心力的大小， 溢流口直徑增大時(shí)軸心附近流體的切向速度減小，顆粒受到的離心力降低，所以分離效率也減小。 其次，溢流口直徑變大，就會(huì)使更多的流體從溢流口排出， 自然會(huì)有更多顆粒由溢流口離開旋流器，從底流口排出的顆粒占比降低。

圖8 溢流口直徑對(duì)分離效率的影響

由以上分析可以看出，溢流口直徑增加后水力旋流器的壓降明顯降低，而溢流口直徑增大雖然會(huì)降低顆粒分離效率， 但僅對(duì)粒徑在30 μm以下的顆粒有較明顯影響。 因此最終選擇溢流口直徑為56 mm， 此時(shí)水力旋流器可以在保持整體分離效率較高的條件下有較低的能耗。

3.4 入口流速對(duì)水力旋流器性能的影響

入口流速?zèng)Q定了水力旋流器內(nèi)離心強(qiáng)度與處理量大小。 分別在入口流速為5、7、9、11 m/s的條件下進(jìn)行CFD數(shù)值模擬， 并對(duì)比分析流速對(duì)水力旋流器性能的具體影響，速度與壓力分布均在圓柱段與錐段的交界截面取值。

3.4.1 入口流速對(duì)速度分布的影響

圖9所示為不同入口流速對(duì)應(yīng)的水力旋流器切向與軸向速度分布曲線。 可以看出，隨著入口流速的上升， 切向與軸向速度增幅與降幅均增大。觀察圖8b可以發(fā)現(xiàn)在入口流速為11 m/s時(shí)，軸向速度在幾個(gè)位置出現(xiàn)了強(qiáng)烈波動(dòng)，表現(xiàn)出了不穩(wěn)定性， 說明當(dāng)入口流速大于等于11 m/s時(shí)水力旋流器難以維持穩(wěn)定的運(yùn)行。

圖9 入口流速對(duì)速度分布的影響

3.4.2 入口流速對(duì)壓力分布與壓降的影響

圖10為旋流器內(nèi)壓力場(chǎng)隨入口流速的變化對(duì)比曲線，可以看出隨著入口流速的增加，水力旋流器靠近壁面附近的壓力大幅升高，軸心附近的壓力略微降低。

不同入口流速下對(duì)應(yīng)的水力旋流器壓降如圖11所示，可以看出水力旋流器壓降會(huì)隨流速的增大而大幅上升。 這是因?yàn)榱魉僭黾雍?，同一時(shí)間內(nèi)通過旋流器的流體流量增大，更大量的流體在旋流器更高速的運(yùn)行，消耗了更多能量，壓降就大幅提高。

圖11 入口流速對(duì)壓降的影響

3.4.3 入口流速對(duì)分離效率的影響

入口流速?gòu)? m/s增大到11 m/s時(shí)，水力旋流器對(duì)不同粒徑的顆粒分離效率的影響不同，如圖12所示。粒徑為10 μm時(shí)，顆粒分離效率隨流速的增大反而減??；粒徑在20 μm時(shí)，流速由5 m/s增大到7 m/s時(shí)顆粒分離效率增大，流速再繼續(xù)增大分離效率就開始減小；粒徑在30 μm時(shí)，流速由5 m/s增大到9 m/s時(shí)顆粒分離效率持續(xù)增大，增大至11 m/s后分離效率減小； 粒徑在40 μm以上時(shí)，顆粒的分離效率隨流速增大而增大。 出現(xiàn)以上現(xiàn)象的主要原因是流速增大會(huì)使離心力增大，有助于顆粒被離心至壁面，分離效率提高。 但流速過大會(huì)縮短流體在水力旋流器內(nèi)的停留時(shí)間，導(dǎo)致小顆粒還未來得及被離心至外側(cè)就已經(jīng)隨內(nèi)旋流從溢流口流出，就出現(xiàn)分離效率隨流速增大而減小的現(xiàn)象。 對(duì)于40 μm及以上的大顆粒來說，大流速對(duì)應(yīng)的流體停留時(shí)間已經(jīng)足夠其被離心分離，所以分離效率只會(huì)因流速增大導(dǎo)致的離心力增大而增大。 可以合理推測(cè)，流速不斷增加的過程中，任意粒徑大小的顆粒的分離效率總是呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。

圖12 入口流速對(duì)分離效率的影響

入口流速越大，水力旋流器單位時(shí)間的處理量越大。 所以應(yīng)在不致使顆粒總體分離效率下降的前提下盡量選擇大流速以同時(shí)提高處理量與分離效率。由以上分析可知，流速為11 m/s時(shí)粒徑在40 μm以下顆粒的分離效率均出現(xiàn)明顯的下降，所以最適宜的流速應(yīng)為9 m/s。

3.5 錐角對(duì)水力旋流器性能的影響

錐角會(huì)顯著影響水力旋流器的性能。 常見的小錐角水力旋流器錐度一般在10～15°之間，分別選擇錐角為10、12、15°，研究錐角變化對(duì)水力旋流器的流動(dòng)特性和分離性能的影響，其中速度與壓力分布的取值截面依然為柱錐段的交界面。

3.5.1 錐角對(duì)速度分布的影響

圖13為錐角對(duì)水力旋流器速度分布的影響?？梢钥闯?，隨著錐角從15°降為10°，水力旋流器的切向速度值小幅度減小，說明錐角對(duì)切向速度有較小的影響。 從圖13b中可以看出，在軸心附近錐角減小軸向速度增大。

圖13 錐角對(duì)速度分布的影響

3.5.2 錐角對(duì)壓力分布與壓降的影響

錐角變化對(duì)水力旋流壓力分布的影響如圖14所示，錐角由15°變化到10°的過程中，水力旋流器壁面附近的壓力明顯減小。

圖14 錐角對(duì)壓力場(chǎng)的影響

圖15為錐角分別為10、12、15°時(shí)水力旋流器的壓降。 可以看出水力旋流器壓降隨著錐角的減小而下降，結(jié)合圖13可以得出結(jié)論，錐角減小降低了流體的總體流速，使流動(dòng)過程中的能量損失降低，說明減小錐角有助于降低水力旋流器的能耗。

圖15 錐角對(duì)壓降的影響

3.5.3 錐角對(duì)分離效率的影響

錐角對(duì)水力旋流器分離效率的影響如圖16所示，錐角由15°減小為10°后，粒徑在10～30 μm范圍內(nèi)的顆粒分離效率明顯增大， 粒徑在10 μm附近的顆粒分離效率提高約15%。 這是因?yàn)闇p小錐角會(huì)使水力旋流器的錐段增長(zhǎng)，這使流體有了更長(zhǎng)的停留時(shí)間，顆粒就有了充足的時(shí)間在離心力的作用下運(yùn)動(dòng)到外旋流并從底流口排出。

圖16 錐角對(duì)分離效率的影響

錐角為10°時(shí)，旋流器對(duì)粒徑在20 μm以上的顆粒的分離效率可達(dá)80%以上， 達(dá)到了較好的分離效果，并且此時(shí)水力旋流器壓降較低，僅有0.26 MPa，所以10°為所選水力旋流器最佳錐角。

3.6 高海拔對(duì)水力旋流器性能的影響

前文為高海拔條件下的模擬結(jié)果，將優(yōu)化后的水力旋流器在平原條件下的工作狀況進(jìn)行CFD模擬，并與前文結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，研究海拔改變對(duì)水力旋流器運(yùn)行過程是否有影響。

3.6.1 高海拔對(duì)速度分布的影響

圖17為水力旋流器在大氣壓強(qiáng)72.4 kPa的高海拔地區(qū)與大氣壓強(qiáng)101.325 kPa的平原地區(qū)的速度分布差異。 可以看出海拔變化對(duì)切向速度基本無影響， 只對(duì)軸心位置的軸向速度有微弱影響，海拔升高后，軸心附近的軸向速度絕對(duì)值有極小幅度的增大。 原因是重力加速度是向下運(yùn)動(dòng)的加速度、向上運(yùn)動(dòng)的減速度，軸心附近為向上運(yùn)動(dòng)的內(nèi)旋流，表現(xiàn)出了隨重力加速度的小幅度減小而略微增大的現(xiàn)象。

圖17 高海拔對(duì)速度分布的影響

3.6.2 高海拔對(duì)壓力分布與壓降的影響

圖18是水力旋流器內(nèi)靜壓力分布在平原和高原的對(duì)比圖。 可以看出，靜壓力分布基本不隨海拔的變化而改變。

圖18 高海拔對(duì)壓力場(chǎng)的影響

圖19為水力旋流器在平原和高原的壓降值。可以看出，平原地區(qū)與高原地區(qū)壓降基本相同。

圖19 高海拔對(duì)壓降的影響

3.6.3 高海拔對(duì)分離效率的影響

由海拔變化前后水力旋流器的分離效率對(duì)比圖（圖20）可以看出，海拔變化對(duì)顆粒分離效率影響極小， 只在粒徑大小在30 μm附近時(shí)高原的分離效率相較平原有極小幅度的增大，原因可能是重力加速度的減小減弱了流體在水力旋流器內(nèi)部的軸向運(yùn)動(dòng)，讓混合流在旋流器內(nèi)部的停留時(shí)間有小幅度的增加，分離效率就有了微小的增大，但由于重力加速度的變化幅度很小，所以分離效率的變化不明顯。

圖20 高海拔對(duì)分離效率的影響

綜合以上分析，海拔高度變化對(duì)水力旋流器的固液分離過程影響非常微小，在水力旋流器選型時(shí)不必顧慮海拔高低對(duì)其流動(dòng)過程及分離性能的影響。

4 結(jié)論

對(duì)于在青海鹽湖的鉀肥生產(chǎn)過程中產(chǎn)生的KCl冷結(jié)晶器溢流液， 提出了使用水力旋流技術(shù)進(jìn)行固液分離的方法， 采用CFD方法研究了溢流口直徑、入口流速、錐角和海拔等因素對(duì)水力旋流器性能的綜合影響，并特地將青海鹽湖的高原地理?xiàng)l件作為初始條件考慮，得出了以下結(jié)論：

a.增大溢流口直徑會(huì)使水力旋流器的分離效率與壓降明顯降低；

b.增加入口流速會(huì)使顆粒的分離效率先上升后下降，使水力旋流器的能耗單調(diào)上升；

c.錐角減小有助于提升水力旋流器的分離效率，還可以降低水力旋流器的壓降；

d.海拔高度變化對(duì)水力旋流器的固液分離過程影響極小；

e.模擬計(jì)算后得出的最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)與操作參數(shù)分別為Dc=200 mm、d0=56 mm、錐角α=10°、入口流速為9 m/s，在此條件下水力旋流器可以在較大處理量及低能耗下對(duì)20 μm以上顆粒達(dá)到80%以上的分離效率，此時(shí)壓降為0.26 MPa。