內循環(huán)厭氧反應器Fluent數值模擬與優(yōu)化

蔡會勇，劉永紅，李婷，于興峰

（西安工程大學環(huán)境與化學工程學院，陜西 西安 710048）

內循環(huán)厭氧反應器（ internal circulation anaerobic reactor，簡稱IC）是荷蘭Paques 公司于1986年發(fā)明的第三代高效厭氧反應器，該反應器在不同行業(yè)高濃度有機廢水領域得到了廣泛應用，表現出極大的應用潛力[1]。目前國內與國外在IC 反應器設計與應用方面存在著很大的差距，這主要是由于：①至今關于IC 反應器的設計尚未有較為成熟、系統(tǒng)、完整的方法，有關設計方法的報道大多是經驗或半經驗關聯式；②國外工業(yè)厭氧反應器應用技術對我國存在著極為嚴格的技術壁壘；③國內研究學者未能運用化學工程、環(huán)境學科和計算機技術等多學科交叉的優(yōu)勢對IC 反應器進行研究，尤其缺乏對其水力學特征的基礎研究[2-4]。

內循環(huán)量是IC 反應器設計計算的核心問題之一。國內學者在Pereboom 獲得的氣提式內環(huán)流反應器提升管內升流速度公式的基礎上對其進行了修正[5-6]，提出了利用迭代法計算升流速度，但過程十分繁瑣，耗時費力且計算中易出現錯誤。

利用Fluent 技術進行數值模擬是解決IC 內循環(huán)量計算的重要手段之一。因此本文將采用現代Fluent技術對IC 反應器內部氣液兩相流場的二維分布狀況展開研究，重點考察提升管直徑和反應器容積負荷變化對反應器內循環(huán)量的影響，以期為該類反應器的優(yōu)化、設計等研究提供幫助。

1 數值模擬

1.1 模擬對象

模擬對象是有效容積25L 圓柱形軸對稱幾何結構IC 反應器，模擬主體高0.691m，直徑0.185m，距反應器頂端0.155m 處設有三相分離器，初始液位為0.626m。該模擬對象結構如圖1 所示。

圖1 模擬對象結構示意圖

IC 反應器廢水中所含的大部分有機物在第一反應室被分解，產生的沼氣作為提升的內動力，使提升管與回流管中混合液產生一個密度差，實現反應器的內循環(huán)。內循環(huán)的結果使得第一厭氧反應室 具有很高的升流速度，該室內的顆粒污泥完全達到流化狀態(tài)，傳質效率大大提高。而作為精處理區(qū)的第二反應室污泥濃度較低，由于大部分有機物已在第一反應室被分解，因此沼氣產生量較少，氣提作用較弱[7]，故本文討論過程中將忽略第二反應室對反應器內循環(huán)量的影響。

1.2 數值模擬過程

根據IC 反應器穩(wěn)態(tài)運行條件下的特點，假設氣液流動過程為不可壓縮，相間沒有質量傳遞，且不考慮溫度和傳熱的影響。此外，參考國內外相關研究[8-9]，模擬過程中將氣液固三相系統(tǒng)簡化為氣液兩相系統(tǒng)，利用空氣模擬沼氣，清水模擬廢水。

1.2.1 歐拉模型的應用

歐拉模型是Fluent 中最復雜的多相流模型，它建立了一套含有N 個動量方程及質量方程的方程 組對每一相進行求解?？刂品匠桃娛剑?）～ 式（5）[10-11]。

動量守恒方程

式中，F 為相間作用力。Sanyal 等[12]研究了氣液相間作用力，結果表明僅考慮曳力的影響，模擬結果和實驗結果相一致，因此本文只考慮相間曳力FD的影響。

式中，Kpk為相間動量交換系數；曳力系數f 采用Schiller and Naumann 對稱模型表示。

質量方程

1.2.2 模擬參數確定

利用Fluent6.3 前處理軟件Gambit 中非結構化網格對反應器的物理模型進行了網格分割，并對網格獨立性進行了考察。當網格數為28230 時發(fā)現，增加網格的數量，反應器內局部氣含率和循環(huán)液速已不再隨網格的細化而發(fā)生變化，認為此時網格數的大小已滿足計算精度要求。

選擇基于壓力的二維隱式求解器進行非穩(wěn)態(tài)計算。當時間步長設為0.0003s 時發(fā)現，殘差達到收斂且所監(jiān)測的提升管內平均液相速率不再隨時間變化，認為此時流態(tài)已達到穩(wěn)定，計算過程結束。壓力-速度耦合采用SIMPLE 算法進行計算；動量、氣含率方程、湍流動能和湍流耗散率采用一階迎風差分格式離散方法進行計算；壁面附近采用標準壁面函數方法進行計算。

邊界條件：氣相進口為Velocity-inlet，反應器上部設為Pressure-outlet，反應器器壁、三相分離器及提升管壁均設為wall，采用非滑移壁面條件。

初始條件：液相初始速度設為0，氣相體積分數為1，其他保持默認值。氣液界面以下patch 為水，以上為空氣。

2 結果與討論

2.1 提升管直徑變化對內循環(huán)量的影響

針對內循環(huán)裝置中提升管直徑大小的相關研究表明[13]，適宜的提升管直徑值可以調整提升管內氣、液混合比例，使混合液密度維持在合理范圍內，從而保證內循環(huán)得以連續(xù)進行。

當反應器進水量為 0.08m3/d、COD 濃度4000mg/L、去除率90%、運行溫度35℃、反應器容積負荷為11.52kgCOD/(m3·d)時，運用Fluent 對6個不同提升管直徑（0.006m、0.009m、0.012m、0.015m、0.018m、0.021m）進行模擬計算，提升管直徑為0.015m，反應器內部流場達到穩(wěn)定時集氣罩以下部分氣液混合物速度矢量分布如圖2 所示。

由圖2 可知，由于提升管的氣提作用，氣體由此帶動液體向上流動，并在反應器內形成漩渦，沿中心軸路徑氣含率較大。氣液混合物在上升時進行 不斷循環(huán)，反應器內出現一定程度的返混，這與王衛(wèi)京等[14]的研究結果相一致。

圖2 集氣罩以下部分氣液混合物的速度分布矢量情況

圖3 不同提升管直徑與反應器內徑比值下提升管內平均氣含率

不同提升管直徑與反應器內徑比值下模擬得到的提升管內平均氣含率結果如圖3 所示。由圖3 可知，當提升管直徑與反應器內徑比值從0.032 增至0.114 時，提升管內平均氣含率從0.046 下降至0.024。隨著提升管直徑的增大，反應器內環(huán)流的阻力減小，上升的液體夾帶一部分氣體進行循環(huán)，從而導致提升管氣含率逐漸減小。

在不同提升管直徑下模擬得到的反應器內循環(huán)量、提升管內升流速度結果如圖4 所示。由圖4 可知，隨著提升管直徑從0.006m 增至0.015m，提升管內升流速度從0.0204m/s 減小至0.0124m/s，內循環(huán)量從0.0021m3/h 增至0.0079m3/h，增幅明顯。當提升管直徑繼續(xù)增大至0.021m 時，內循環(huán)量減少至0.0063m3/h，液相流通面積的增大使內循環(huán)量出現先增大后減小趨勢。

由圖3、圖4 可知，當提升管直徑設計為0.015m時，內循環(huán)量達到最大值0.0079m3/h。提升管直徑的持續(xù)增大使得提升管內混合液密度逐漸增大，管內外壓力差逐漸減小，提升管內升流速度逐漸減小，從而導致內循環(huán)量并沒有隨提升管直徑的增大而一直增大，在直徑值為0.015m 時內循環(huán)量達到最大。

圖4 不同提升管直徑下提升管內升流速度和內循環(huán)量情況

2.2 反應器容積負荷對內循環(huán)量的影響

2.2.1 容積負荷與內循環(huán)量間的關系

反應器容積負荷是反映生物反應器處理能力的重要指標，對反應器的設計運行具有重要的意義。本文運用Fluent 中歐拉模型考察容積負荷對反應器內循環(huán)量的影響。

當反應器進水量為6 個不同值（0.06m3/d、0.07m3/d、0.08m3/d、0.09m3/d、0.10m3/d、0.11m3/d）、COD 濃度4000mg/L、去除率90%、運行溫度為35℃、提升管直徑0.015m 時，換算為6 個不同容積負荷[8.64kgCOD/(m3·d)、10.08kgCOD/(m3·d)、11.52kgCOD/(m3·d) 、 12.96kgCOD/(m3·d) 、 14.40 kgCOD/(m3·d)、15.84kgCOD/(m3·d)]，通過模擬得到反應器內循環(huán)量和提升管內升流速度的變化，結果如圖5 所示。

由圖5 可知，IC 反應器內循環(huán)量增長率出現先增大后減小趨勢。當容積負荷從8.64kgCOD/(m3·d)增至12.96kgCOD/(m3·d)時，提升管內升流速度和內循環(huán)量增長率均呈增大趨勢；當容積負荷從12.96kgCOD/(m3·d)增至15.84kgCOD/(m3·d)時，內循環(huán)量的增長率逐漸變小。當容積負荷為12.96kgCOD/(m3·d)時，內循環(huán)量的增量達到最大 值8.9%。

圖5 中循環(huán)量增量出現先增大后減小的現象與龔剛明等[15]實驗研究結果相一致。這是由于在同一IC 反應器中，產氣量與容積負荷成正比，隨著容積負荷的增加，初期產氣量與循環(huán)量也相應增大。但后期產氣量繼續(xù)增大將使得反應器內的湍流和渦流加劇，循環(huán)阻力增大；當提升管內氣液混合物的密 度下降到某一臨界值時，提升管內上升液體發(fā)生斷裂，從而導致內循環(huán)量增量的降低。

圖5 不同容積負荷下提升管內升流速度與內循環(huán)量增長率之間的關系

2.2.2 內循環(huán)量經驗關聯式的建立

不同的容積負荷下模擬得到的內循環(huán)量結果如表1 所示。

通過對表1 數據進行擬合，獲得產氣量與內循環(huán)量間經驗關聯式如式（6）。

對表1 中產氣量按式（6）進行回歸得到回歸內循環(huán)量，結果如表2 所示。

由文獻[5]可知，IC 反應器內循環(huán)裝置中提升管的提升量等于內循環(huán)量，查閱文獻[16]得知，每立方米沼氣上升時攜帶1～2m3的液體至反應器頂部，即氣提比為1～2。由表2 回歸結果可知，此時氣提比為1.8～2.3，這表明該經驗關聯式可較好地反映產氣量（X）與內循環(huán)量（Y）之間的關系。

3 結 語

本文采用歐拉模型成功地對IC 反應器內的氣液兩相流動進行了二維數值模擬，所得研究結果可為IC 反應器提升管的直徑優(yōu)化設計以及不同容積負荷下內循環(huán)量的計算提供幫助。在以后研究中，為了更加真實獲得流場內各參數的精確解，可采用三維混合結構網格對模型進行劃分，同時運用并行計算的手段進行深入研究。

表1 產氣量與內循環(huán)量的關系

表2 內循環(huán)量回歸結果

符 號 說 明

CD—— 曳力系數

d —— 直徑，m

F—— 相間作用力

f—— 曳力系數

Kpk—— 相間動量交換系數

Re —— 相對雷諾數

v —— 流體速度，m/s

μ—— 剪切黏度，kg/(m·s)

ρ—— 密度，kg/m3

τ=—— 壓力應變張量

τ—— 粒子松弛時間

φ—— 體積分數 下角標

g —— 氣相

k —— 第k 相

L —— 液相

p —— 第p 相

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