旋流分离器分离效率高且无运动部件，已应用于固液分离、液液分离等众多领域^{[1, 2]}，分离粒径可达1 μm以下^[3~5]。传统固液旋流分离器的下端为封闭的集污槽，通过排污阀间歇排污^[1]。但对污水源热泵而言，污水取水量大、污杂物含量高^[6]，所以，目前主要用水力连续自清污水防阻机^[7]进行污水除污来防止污水换热器的堵塞，而如果使用旋流分离技术则其集污槽需要容量大且操作频繁，而且排污后的污杂物不易处理。为此提出可以连续排污的由旋流分离器和引射回流装置组成的连续底流污水旋流防阻机^[8]。事实上，与封闭的集污槽相比，连续底流可以提高分离“短路流”的出现；然而，如果溢流管的末端达到或超过了柱锥交界面，就可能出现“溢流跑粗”，降低分离效率。一般，优化的溢流管长度用溢流管长度与旋流分离器某个部位尺寸的比值表示，例如：与圆柱段直径的比值^[9~13]、与圆柱段长度的比值^[14]、与旋流分离器总高度 (即圆柱段和圆锥段长度之和的比值)^[15]等。由于研究条件不同，优化结果各有不同，但均表明，优化的溢流管长度应大于0，且小于圆柱段长度。因此，溢流管与圆柱段长度的比值 (即${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$) 被认为是表示优化的溢流管长度的最佳选择^[13]。

为了验证不同${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$下污水旋流防阻机的分离性能，得到${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$对污水旋流防阻机各个性能参数的影响，优化溢流管长度，本文进行了不同${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$下的砂水和生活污水分离试验。考虑到生活污水中污杂物的复杂性和异味较大等因素，因此，先进行砂水可行性分离试验。在选择出合适的操作参数后再进行生活污水试验。

污水旋流防阻机试验原理如图 1所示，该试验台由污水旋流防阻机、污水箱、单级螺杆泵 (变频)、搅拌器等组成，试验设备如表 1所示。

图 1(Fig. 1)

图 1 污水旋流防阻机试验台原理图 Fig.1 Schematic diagram of the test rig of the hydrocyclone anti-blockage device

表 1(Tab. 1)

表 1 试验装置 Table 1 Experimental equipment parameters Names Parameters Sewage tank Cylindrical, Diameter: 990 mm, Height: 1300 mm Agitator Speed: 155 r·min-1, Motor power: 1.5 kW Impeller form: pushing type (double layer) Single-stage screw pump Speed: 125~1000 r·min-1, Flow rate: 1~5 m3·h-1, Head: 60 mH2O Frequency conversion box Power: 380 V 50/60 Hz, Output power: 3.7 kW / 5.5 kW

表 1 试验装置 Table 1 Experimental equipment parameters

污水在污水箱中被搅拌均匀，经单级螺杆泵加压后由入口切向送入污水旋流防阻机的圆柱段，在离心力差的作用下，重污杂物 (即密度比水大的污杂物) 被摔向圆柱段内壁，而轻污杂物 (即密度比水小的污杂物) 被挤向圆柱段中央。当污水旋转向下运动到圆锥段的最底端 (即排污口) 时，分为两支：一支含有大多数污杂物的污水继续向下流动，进入底流管，然后流入渐扩形排污管；另一支基本不含污杂物的水被挤向圆锥段中央，反转向上，靠近中央的一部分经过溢流管由溢流口流出，在边缘的一部分则沿溢流管外壁向上流动，然后沿上盖板内壁流至圆柱段内壁，再向下流动，形成内部循环流^[16]。由溢流口流出的除污后的污水回流至回流管，引射带走由排污管流出的浓缩污杂物后的污水，然后一起经过排水管由污水出口流出，流回污水箱，形成循环，保证试验具有良好的再现性。实际污水源热泵工程中，由溢流管流出的除污后的污水先进入换热器，供热泵机组使用，热交换后的水才引入回流管。本文中污水旋流防阻机的具体尺寸为：圆柱段直径165 mm、圆柱段长度265 mm、圆柱段锥角20°、溢流管直径40 mm、进水管25 mm、底流管直径25 mm (砂水试验中) 或10 mm (污水试验中)，而溢流管长度在0到265 mm之间变化。螺杆泵带有变频器，用于调节流量。带调速机构的搅拌器用于搅拌污水箱中的污水，使得污杂物在污水箱中混合均匀。

在污水入口、溢流口设有取样口，用于定量测量污水中污杂物的含量。具体方法为，采用塑料量杯取样，静置后读取水样体积，并缓慢倒入抽真空过滤系统。该系统由布氏漏斗、抽滤瓶、医用橡胶管、真空泵、瓶塞和200目的软不锈钢滤网等组成。200目软不锈钢滤网孔径为75 μm，平铺在布氏漏斗底部。过滤后的污水倒入污水箱，将带有污杂物的不锈钢过滤网放在对应编号的培养皿里，然后一起用电热鼓风干燥箱在105℃条件下烘12小时以上。然后将不锈钢过滤网和对应编号的培养皿放在电子天平称重。根据过滤前后重量的变化来计算水样中污杂物的含量。为了降低误差，在每个试验中，同一个取样口在稳定段前、中、后期各取三个水样，加权平均求得污杂物含量。此外，设有电磁流量计分别测量入口和溢流口污水流量，根据质量守恒可计算出底流口污水流量。设有5只耐震压力表分别测量各部分的压力，并以入口压力为基准，采用1个智能差压变送器分别测量溢流管和底流管相对于入口压力的静压损失。试验中流量、压力和压差均为10次测量的加权平均值。测量仪表的参数如表 2所示。

表 2(Tab. 2)

表 2 测量仪表型号和精度参数 Table 2 Detailed specifications of the measurement equipment Names Parameters Intelligent pressure differential transmitter Range: 60 kPa, Accuracy:±0.1% Electromagnetic flowmeter Range: 1~5 m3·h-1, Accuracy:±0.5% Shockproof pressure gauge Range: 1.0 MPa, Accuracy:±1.6% Plastic measuring cup Range: 1000 mL, Division value: 50 mL Vacuum pump Ultimate vacuum: 10~30 Pa, Pumping rate: 2 m3·h-1 Suction flask 2500 mL Electronic balance Range: 10~220 g, Division value: 0.1 mg

表 2 测量仪表型号和精度参数 Table 2 Detailed specifications of the measurement equipment

为了全面考察污水旋流分离样机的性能，在该试验台上开展了不同溢流管长度下的砂水分离试验和实际生活污水分离试验。砂水分离试验中的砂为建筑用砂，选取时先将砂在烘箱中烘干，然后依次用200目不锈钢筛子和60目不锈钢筛子对砂进行筛分，筛得粒径在75~250 μm的建筑用砂7.045 kg (堆积密度为1506 kg×m^-3)，然后将这些砂和0.570 m³自来水一起注入污水箱中，形成试验所用砂水。分离试验中所用生活污水取自雨污合流的哈尔滨市南岗区建工小区窨井，为了避免螺杆泵的堵塞和损坏，采用5目不锈钢滤网 (孔径3.9 mm) 过滤，去掉其中的硬性污杂物后，倒入污水箱。试验所用污杂物包括淤泥、纸、腐烂的植物叶子 (茎)、头发、纤维、粪便等。试验工况中溢流管长度在0~235 mm。此外，入口流量约为4 m³×h^-1，入口压力为0.40 MPa，砂水分离试验中底流管直径为25 mm，生活污水分离试验中底流管直径为10 mm。

分离效率是污水旋流防阻机的重要性能参数之一，如式 (1) 所示：

图 2显示了${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$和${L_v}$对分离效率的影响。由图 2可知，污水旋流防阻机对砂水和生活污水具有很好的分离效果：对砂水的分离效率在99.88%~100%，除了${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$为0(98.17%) 和为9.43%(98.62%) 时以外；对生活污水的分离效率在94.33%~96.96%。当${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$从20.75%降低到0时，砂水分离效率和污水分离效率均有所下降，都在${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$为0时取得最小值。这说明，“短路流”(即部分离散相没有经过旋流分离而直接从溢流口流出的现象) 的负面影响确实存在，砂水分离效率降低了1.74%，而污水分离效率降低了2.04%。且“短路流”对污水分离效率的影响略大于其对砂水分离效率的影响，原因是砂子的密度大于污水中污杂物的密度，离散相密度越小越易发生“短路流”。此外，当${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$大于20.75%时，砂水分离效率基本保持不变。

图 2(Fig. 2)

图 2 Lv Lc和Lv对分离效率的影响 Fig.2 Effects of Lv Lc and Lv on separation efficiency

在污水试验中，当${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$在20.75%~77.36%时，分离效率均较高，而当${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$由54.72%逐渐增加到100%时，污水分离效率呈下降趋势，${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$越大，下降速率越快。分离效率的最小值在${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$为100%(即溢流管长度等于圆柱段长度) 时取得；当${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$为20.75%~77.36%(即溢流管长度与旋流分离器总高度之比为8.3%~31.0%) 时，分离效率差别不明显；最高值在${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$为54.72%时取得。这一现象与相关模拟和实验结果基本一致^{[15, 17]}。文献[15]和[17]的研究分别表明：溢流管长度占旋流分离器总高10%时，旋流分离器的分离性能最好；${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$为0.67时，旋流分离器的分离性能最好。溢流管长度过长时，已经被分离的污杂物容易由于颗粒的碰撞或内部上旋流的夹带而随溢流流出，即出现“溢流跑粗”现象，这对污水旋流分离器和传统的封闭集污槽旋流分离器影响一致。但相比文献[15]和[17]的结果，对应分离效率取得高值的溢流管长度范围更加宽泛。这是因为，污水旋流防阻机的下端为连续底流，减少了污杂物在污水旋流防阻机的停留时间，降低了已经被分离的污杂物随溢流流出的可能性，使得污水旋流防阻机在一个较宽泛的溢流管长度范围内均能取得较好的分离效果。可见，连续底流的存在，可以提高旋流分离器的分离效率。利用这个特点，适当增长溢流管长度，既可以减少短路流的发生，又不容易使溢流携带已经被分离的污杂物而导致分离效率降低。

这一特点在砂水试验中体现更加明显。污水中轻/细污杂物较多，当溢流管下端接近污水旋流防阻机圆柱段与圆锥段交界处时，这些轻/细污杂物相比密度较大的砂子就更容易被内部上旋流夹带，随溢流流出，导致分离效率降低；而砂水试验中砂子的密度和粒径均较大，被内部上旋流夹带进入溢流的可能性就非常小，所以砂水分离效率主要受短路流的影响，溢流管与圆柱段长度比值越大，短路流就越少，砂水的分离效率自然越来越高。

图 3显示了溢流浓度随${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$和${{L}_{v}}$的变化情况。由图 3可知，${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$和${{L}_{v}}$对溢流浓度的影响与其对分离效率的影响基本一致。对砂水分离试验而言，${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$超过20.75%之后，溢流浓度基本稳定在0.007 kg×m^-3以下。而对污水分离实验，${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$过大或过小 (即溢流管长度过短和过长) 不仅会降低分离效率，而且也会使得溢流浓度增加。对比砂水和污水分离试验，由于污杂物密度和粒径的不同，砂水分离在入口浓度较高的情况下，溢流浓度更低。

图 3(Fig. 3)

图 3 Lv / Lc和Lv对溢流浓度的影响 Fig.3 Effects of Lv / Lc and Lv on overflow concentration

图 4显示了L_v/L_c和L_v对分流比和总折算分离效率的影响。分流比为底流流量与入口流量的比值，反应了污水旋流防阻机中可利用污水量的相对大小，由式 (2) 计算得到：

图 4(Fig. 4)

图 4 Lv / Lc和Lv对折算分离效率和分流比的影响 Fig.4 Effects of Lv / Lc and Lv on reduced separation efficiency and split ratio

折算分离效率是指扣除死通量影响后的净分离效果，计算公式如式 (3) 所示^[1]：

砂水试验中，除了${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$为0时以外，总体上分流比与溢流管长度成正比：在${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$从9.43%逐渐增加到100%的过程中，砂水分流比由7.63%逐渐增加到22.07%。考虑到砂水分流比较大，因此，在生活污水除污试验中，将底流管直径由25 mm换成10 mm。这时，污水分流比都在10%以下，且随溢流管长度的变化很小。可见，当底流管直径选取合适时，分流比可以保持在较低水平 (本文中小于10%)。这样，在保证较高的分离效率的同时，可供利用的污水量显著提高，旁通能耗也显著降低。事实上，虽然有分流，但是该污水旋流防阻机可供利用的污水百分比较应用较广的水力连续自清污水防阻机有显著提升。实测表明^[7]，为了满足过滤格栅转动的需要，水力连续自清污水防阻机支路旁通和回流旁通的比例分别为41.9%和21.5%。

此外，对于砂水和污水分离来说，由于分离效率很高，由式 (3) 可知，折算分离效率在规律和数值上与分离效率很接近。这说明，试验中死通量造成的分离效果很小，污水旋流防阻机的分离效果主要是由旋流分离造成的。

本文测量的压差有2个，均以入口压力为大值减去另一压力，分别为入口压力与溢流口压力之差$\Delta {{P}_{o}}$和入口压力与底流口压力之差$\Delta {{P}_{u}}$。图 5给出了${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$和${{L}_{v}}$对$\Delta {{P}_{o}}$和$\Delta {{P}_{u}}$的影响。如图 5所示，在砂水试验和污水试验中，在${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$和${{L}_{v}}$变化的过程中，$\Delta {{P}_{o}}$和$\Delta {{P}_{u}}$都较为平稳。并且，两组试验中，$\Delta {{P}_{o}}$都略小于$\Delta {{P}_{u}}$。总的来说，污水通过旋流防阻机后压力损失较小，不超过20 kPa。

图 5(Fig. 5)

图 5 Lv / Lc和Lv对压差的影响 Fig.5 Effects of Lv / Lc and Lv on pressure drop

事实上，流体通过旋流分离器后的压力差也反映了旋流分离器的能量损失。对于常规的固液旋流分离器来说，能量损失仅考虑静压损失，且由于底流流量与溢流口流量相比小得多、或为0，加上底流的动能无法回收，所以仅用入口压力和溢流口压力的差值$\Delta {{P}_{o}}$来表示其能量损失^[16]。然而，对于本文中的污水旋流防阻机而言，底流口流量不能忽略，而且底流和溢流混合后一起回流，即底流口和溢流的动能均可以回收。所以，该污水旋流防阻机的能量损失$\Delta P$需要考虑底流口的影响，如式 (4) 所示^[16]：

按式 (4) 计算所得的不同${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$和${{L}_{v}}$下污水旋流防阻机的能量损失如图 6所示。由图 6可知，砂水试验和污水试验中，样机能量损失总体上基本不受${{{L}_{v}}}/{{{L}_{c}}}\;$和${{L}_{v}}$变化的影响，且样机能量损失不大，均在17 kPa以下。

图 6(Fig. 6)

图 6 Lv / Lc和Lv对能量损失的影响 Fig.6 Effects of Lv / Lc and Lv on energy consumption

通过本文不同溢流管与圆柱段长度比值下的砂水试验和生活污水除污试验，可以得到如下结论：

(1) 污水旋流防阻机对砂水和生活污水具有显著的分离效果。对75~250 μm的建筑用砂的分离效率在98.17%~100%；而对含污杂物粒径4 mm以下的生活污水的分离效率在94.33%~96.96%，通过旋流分离机制，实现了污杂物暂离，净水取热环境。

(2) 存在最优溢流管与圆柱段长度比值，其范围与离散相的密度紧密相关。对于粒径75~250 μm砂子的离散相来说，优化的溢流管与圆柱段长度比值范围为 > 20.75%，影响砂水分离效率的主要因素是“短路流”，内部上旋流的夹带作用产生的副作用基本可以忽略。而对于污水分离试验而言，其分离效果同时受“短路流”和“溢流跑粗”的影响，优化的溢流管与圆柱段长度比值为20.75%~77.36%。

(3) 该污水旋流防阻机对轻重污杂物均有分离作用，但由于受“溢流跑粗”的影响，该旋流分离器对重污杂物的分离效果更好。

(4) 在保证较高的分离效率的同时，污水源热泵中使用的污水旋流防阻机的分流比可以控制在较低的水平 (本文中小于10%)，相比传统的污水源热泵中的污水防阻机而言，可利用污水量大大提高。

(5) 污水旋流防阻机的能量损失基本不随溢流管与圆柱段长度比值的变化而变化，并且总的能量损失不大 (本文中小于17 kPa)。