塔式曝氣池內(nèi)非牛頓活性污泥氣液兩相數(shù)值模擬

王 樂(lè),蘇軍偉,鄭西朋,楊順生*(.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,四川 成都 6003；.西安交通大學(xué)人居環(huán)境與建筑工程學(xué)院,陜西 西安 70049)

塔式曝氣池內(nèi)非牛頓活性污泥氣液兩相數(shù)值模擬

王 樂(lè)1,蘇軍偉2,鄭西朋1,楊順生1*(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,四川 成都 610031；2.西安交通大學(xué)人居環(huán)境與建筑工程學(xué)院,陜西 西安 710049)

基于歐拉-歐拉架構(gòu)下,采用歐拉雙流體模型耦合 PBM(群體平衡模型)對(duì)活性污泥這一非牛頓流體下的實(shí)驗(yàn)室尺度塔式曝氣池氣液兩相進(jìn)行數(shù)值模擬,探討不同污泥濃度下,塔式曝氣池內(nèi)氣液兩相流速度場(chǎng)、氣含率、動(dòng)力黏度等流體動(dòng)力學(xué)行為,發(fā)現(xiàn)低速下塔式曝氣池內(nèi)時(shí)均氣相體積分?jǐn)?shù)分布呈倒梯形柱狀,時(shí)均流場(chǎng)及速度場(chǎng)均對(duì)稱(chēng)分布.隨著污泥濃度增大,曝氣池中下部氣相體積分?jǐn)?shù)高值區(qū)面積收窄,液相垂向速度峰值不斷增高.低濃度污泥時(shí),x方向液相速度呈現(xiàn)與牛頓流體相似的周期性擺動(dòng);污泥濃度越大,曝氣池時(shí)均氣含率越小,以水為介質(zhì)時(shí)會(huì)高估曝氣池內(nèi)氣含率;污泥濃度為10.2g/L時(shí),動(dòng)力黏度峰值最大,且曝氣池中央黏度低值區(qū)呈“V”字形分布.

數(shù)值模擬；群體平衡模型；兩相；曝氣池

在對(duì)曝氣池的模擬中,往往采用牛頓流體中的純水作為液相,這與曝氣池實(shí)際情況不符.由于活性污泥本身的不透明性,采用粒子影像測(cè)速儀(PIV)及以激光多普勒測(cè)速儀(LDV)等方式難以對(duì)曝氣池內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行高效的實(shí)驗(yàn)測(cè)試,較難獲得曝氣池內(nèi)流動(dòng)類(lèi)型以及相關(guān)流動(dòng)特性[16].目前模擬和實(shí)驗(yàn)研究多采用較為容易測(cè)量的其他非牛頓流體如羧甲基纖維素鈉(CMC)水溶液等作為介質(zhì)[17],采用活性污泥作為介質(zhì)進(jìn)行的模擬研究極少.郭曉攀等[18]考察了非牛頓流體濃度、槳型組合、通氣量等對(duì)攪拌槽內(nèi)通氣功率、氣含率的影響規(guī)律. Bandyopadhyay等[19]基于非牛頓流體采用歐拉雙流體模型模擬了管道彎頭處氣液兩相流動(dòng),取得了令人滿(mǎn)意的成果. Dapelo等[20]和Wu[21]分別基于歐拉-拉格朗日和歐拉-歐拉架構(gòu)下,研究厭氧消化設(shè)施的氣液兩相流動(dòng)規(guī)律.其中,Wu在模擬中液相采用適用于牛頓流體的曳力模型,而牛頓與非牛頓流體的曳力公式存在一定差異[22],其模擬結(jié)果有待考量.

以上曝氣池的研究較少涉及到氣泡破碎與聚并現(xiàn)象,曳力函數(shù)的選擇多基于牛頓流體的曳力模型.且對(duì)于活性污泥的非牛頓流體的流變特性研究不足,模擬曝氣池內(nèi)的污泥與氣體的氣液動(dòng)力學(xué)過(guò)程仍然缺乏.因此,為了更加真實(shí)的模擬實(shí)驗(yàn)室尺度下曝氣池內(nèi)的氣液現(xiàn)象,本文基于Durán等[3]的研究結(jié)果,采用實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的不同污泥濃度下活性污泥的冪律流體相關(guān)參數(shù)數(shù)據(jù),基于歐拉雙流體模型并耦合 PBM方程,考慮氣泡破碎與聚并效應(yīng).采用UDF添加廣泛適用于非牛頓流體的氣泡曳力公式考慮了非牛頓流體的流變特性帶來(lái)的影響,對(duì)不同污泥濃度下的非牛頓流體與氣體混合曝氣階段氣液現(xiàn)象進(jìn)行研究.本文研究成果能為曝氣池流場(chǎng)速度場(chǎng)準(zhǔn)確預(yù)測(cè)及曝氣池快速設(shè)計(jì)及優(yōu)化提供理論思路及借鑒指導(dǎo).

1 數(shù)學(xué)模型

采用歐拉雙流體模型用于模擬氣液兩相,群體平衡模型模擬氣泡的聚并與破碎效應(yīng),模擬過(guò)程中忽略氣液兩相間的熱量傳遞,且氣相和液相為不可壓縮流體,參照Gresch等[23]在數(shù)值模擬中的假定,認(rèn)為活性污泥為單相液體.

1.1 歐拉雙流體模型

質(zhì)量守恒方程為:

動(dòng)量守恒方程為:

式中:α表示體積分?jǐn)?shù);ρ代表密度,kg/m3;τ為剪切應(yīng)力由公式(8)給出,Pa;p表示壓強(qiáng),Pa;g代表重力加速度,9.8m/s2;q為相區(qū)分,其中為g時(shí)表示氣相,為l時(shí)表示液相;F表示兩相的相間力,N;本文考慮了升力Fl及曳力FD,N.如方程(3)～(5)所示:

升力公式表述如下:

曳力公式可通過(guò)下式計(jì)算得到:

式中:d為氣泡直徑,m;CD為曳力系數(shù),由文獻(xiàn)[24]給出,該模型考慮了非牛頓流體的流變特性帶來(lái)的影響,當(dāng)Ret＜135時(shí),其表達(dá)式為:

當(dāng)Ret≥135時(shí),CD=0.95;

式中:Ret[25]為球形氣泡雷諾數(shù),其表達(dá)式為:

曝氣池內(nèi)氣液兩相湍流求解采用標(biāo)準(zhǔn)混合k -ε模型,在原單相標(biāo)準(zhǔn) k -ε湍流模型的基礎(chǔ)上考慮了多相體積分?jǐn)?shù),具體表述見(jiàn)文獻(xiàn)[26-27],眾多學(xué)者采用該湍流模型對(duì)曝氣池內(nèi)的氣液兩相湍流進(jìn)行數(shù)值模擬,得到了理想的模擬結(jié)果[7,28].

1.2 非牛頓流體流變模型

目前描述活性污泥的流變模型包括Ostwald de Vaele模型、Herschel-Bulkley模型、Bingham模型等.其中Hasar[29]發(fā)現(xiàn)低剪切速度下Ostwald de Vaele模型更適合表征活性污泥的流動(dòng). Mohapatra[30]的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)擬合后的結(jié)果也表明,活性污泥采用 Ostwald de Vaele模型置信率較Bingham模型、Casson模型更高.其公式為:

式中:K為黏度系數(shù),kg/(m·sn);n為流變特性指數(shù);γ˙為剪切速率,s-1.需要說(shuō)明的是,研究中不考慮溫度對(duì)污泥的流變特性影響,本文選取 Durán的數(shù)據(jù)對(duì)不同的污泥濃度進(jìn)行表征[3],選取的污泥濃度范圍符合實(shí)驗(yàn)、模擬或?qū)嶋H中所采用的污泥濃度[31-33].K和n的取值如表1所示:

表1 不同污泥流變特性Table 1 Rheological properties of different sludge

可以看出隨著污泥濃度的增大,流動(dòng)指數(shù) n減小,表明流動(dòng)性質(zhì)越來(lái)越偏離牛頓流體流動(dòng).

1.3 群體平衡模型

根據(jù)Prince[34]及Luo等[35]研究結(jié)果,氣液體系宏觀尺度群體平衡模型表述如下:

式中:N(v,t)為氣泡大小分布函數(shù);B+、B-、C+、C-分別為聚并生成項(xiàng)、聚并消亡項(xiàng)、破碎生成項(xiàng)和破碎消亡項(xiàng);ui為第 i個(gè)分組氣泡群的平均速度,m/s.采用離散方法求解方程(9),模擬破碎過(guò)程采用了Luo和Svendesn提出的機(jī)理模型,該模型的具體描述見(jiàn)文獻(xiàn)[35];聚并過(guò)程采用Luo提出的模型[36].本算例中i從1～10,分別表示10組不同粒徑的氣泡,具體的氣泡分組見(jiàn)表2.

表2 不同粒徑氣泡分組Table 2 Bubble size group discretization

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 模型及網(wǎng)格

2.1.1 物理模型 采用Díaz等實(shí)驗(yàn)中所采用的三維模型[9],如圖 1所示,其中模型的高度為0.45m,模型長(zhǎng)度為0.2m,寬度為0.04m,氣體從底部入口吹入,入口位置為底部中心,其長(zhǎng)寬分別為0.018和0.006m,從頂部吹出,頂部區(qū)域長(zhǎng)0.2m、寬0.04m.

圖1 物理模型Fig.1 Physical model

2.1.2 網(wǎng)格劃分 采用 3種不同的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分并對(duì)模型中心部分加密,網(wǎng)格單元數(shù)量分別為6750,10395和27000.在對(duì)3種不同的網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證后,選擇單元總數(shù)量為 10395的網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬,圖2所示為曝氣池兩側(cè)壁面及底面的網(wǎng)格劃分,其中 x方向網(wǎng)格數(shù)量為21,y方向網(wǎng)格數(shù)量為45,z方向網(wǎng)格數(shù)量為11.

2.2 計(jì)算方法

利用有限體積法對(duì)第 1章節(jié)中的方程(1)～(10)進(jìn)行離散,體積分?jǐn)?shù)項(xiàng)采用QUICK格式進(jìn)行差分,時(shí)間項(xiàng)采用一階格式,其它項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式,速度和壓力采用耦合的SIMPLE算法.入口為單一氣相,采用速度入口邊界條件,速度值為0.0024m/s[9],出口采用脫氣入口邊界條件[37],其他物理邊界為固壁邊界條件.殘差設(shè)置為 10-5,時(shí)間步長(zhǎng)為 0.02s,最大迭代步為 40,在以上條件下進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)計(jì)算,為了加速收斂,在穩(wěn)態(tài)下計(jì)算1000步作為非穩(wěn)態(tài)計(jì)算的初始場(chǎng).

圖2 網(wǎng)格劃分Fig.2 The mesh generation

3 驗(yàn)證

物理模型決定著曝氣池內(nèi)的流場(chǎng)形態(tài)等重要?jiǎng)恿W(xué)性質(zhì),因此采用第1章節(jié)所述的數(shù)學(xué)模型及第 2章節(jié)所述的網(wǎng)格劃分和計(jì)算方法等對(duì)文獻(xiàn)[9]中的牛頓流體(純水)的曝氣過(guò)程進(jìn)行模擬,氣相體積分?jǐn)?shù)分布的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖 3所示,發(fā)現(xiàn)模擬所得瞬時(shí)氣含率分布呈現(xiàn)之字型,入口附近氣含率最高,出口附近氣含率較低,由底部至頂部氣體分布范圍逐漸變大與實(shí)驗(yàn)所得的氣含率分布結(jié)果基本一致.

為進(jìn)一步驗(yàn)證模擬結(jié)果的正確性,對(duì)模擬得到的總的氣含率及羽流的震蕩周期與實(shí)驗(yàn)對(duì)比,同時(shí)為驗(yàn)證歐拉雙流體模型耦合PBM的優(yōu)越性,一并給出了僅采用歐拉雙流體模型的單一粒徑下的模擬結(jié)果,如表3所示,采用歐拉雙流體模型耦合 PBM 模擬得到的氣含率與實(shí)驗(yàn)誤差為2.7%且優(yōu)于歐拉雙流體模型與實(shí)驗(yàn)4.5%的誤差,并優(yōu)于文獻(xiàn)[9]的模擬值,其原因?yàn)榫W(wǎng)格劃分差異以及體積分?jǐn)?shù)項(xiàng)采用 QUICK高階算法,此外歐拉雙流體模型耦合PBM模擬得到的羽流周期與實(shí)驗(yàn)誤差為 6.1%優(yōu)于歐拉模型的 7.5%,進(jìn)一步驗(yàn)證了本文方法的正確性及優(yōu)越性.

圖3 氣相體積分?jǐn)?shù)分布驗(yàn)證Fig.3 Gas hold-up distribution verification

表3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison between experimental results and simulation results

4 結(jié)果與討論

4.1 流場(chǎng)及速度場(chǎng)

圖4給出了曝氣池z=0m截面速度矢量,發(fā)現(xiàn)速度矢量均呈 x=0m對(duì)稱(chēng),在曝氣池頂部附近由于上部邊界條件的影響,導(dǎo)致液相運(yùn)動(dòng)受阻,曝氣池頂部區(qū)域液相速度明顯減弱,且向兩側(cè)區(qū)域流動(dòng),在曝氣池兩側(cè)形成了兩個(gè)均勻的環(huán)流.當(dāng)污泥濃度逐漸變大時(shí),尤其是污泥濃度從4.0g/L增大為7.9g/L時(shí),曝氣池兩側(cè)漩渦中心從中下部上移至上部,7.9g/L及 10.2g/L污泥濃度時(shí),兩側(cè)漩渦中心維持在上部.

圖4 z=0m截面液相時(shí)均矢量及流線(xiàn)Fig.4 Time-averaged liquid vector and streamline at z=0m

圖5 z=0m截面時(shí)均氣相垂向速度分布(m/s)Fig.5 Time-averaged vertical velocity distribution of gas phase at z= 0m(m/s)

如圖 5所示,對(duì)時(shí)間平均(時(shí)均)氣相垂向速度場(chǎng)分析可以發(fā)現(xiàn),氣相垂向速度的分布呈x=0m對(duì)稱(chēng),底部速度值較大,頂部速度值較小,隨著污泥濃度的增高,速度分布面積逐漸變化,分布面積在高濃度污泥時(shí)明顯低于低濃度污泥.在低濃度(2.8,4.0g/L),氣相垂向速度峰值較小,且分布面積較廣,其主要原因是此時(shí)曝氣池內(nèi)黏度較低且氣泡羽流仍然呈周期性擺動(dòng),造成氣速也周期性變化并影響較大區(qū)域,導(dǎo)致時(shí)均氣相垂向速度峰值較低.在曝氣池兩側(cè)區(qū)域,分布著氣相垂向速度的低值區(qū),其原因是由于在這些區(qū)域氣相的動(dòng)能逐漸衰減并受此區(qū)域液相流變性質(zhì)影響流動(dòng)性減弱,氣相流動(dòng)較為困難.同時(shí)低濃度的速度低值區(qū)分布在曝氣池底部?jī)蓚?cè)且面積較少,而高濃度(7.9,10.2g/L)速度低值區(qū)分布在曝氣池中下部?jī)蓚?cè)且面積較廣,這可能是由于高濃度區(qū)曝氣池中下部?jī)蓚?cè)黏度值過(guò)高,造成黏性力增大,阻滯氣相在此區(qū)域流動(dòng).

圖6 監(jiān)測(cè)點(diǎn)瞬時(shí)x方向液相速度Fig.6 Instantaneous liquid velocity in x-direction at monitoring point

圖 6為監(jiān)測(cè)點(diǎn)(0,0.225,0m)處的瞬時(shí)液相 x方向速度,發(fā)現(xiàn)低濃度污泥(2.8,4.0g/L)與液相為純水時(shí)一致,液相x方向速度均呈周期性擺動(dòng),意味著氣泡羽流亦呈周期性擺動(dòng);而高濃度時(shí)(7.9,10.2g/L),液相x方向速度基本穩(wěn)定不變.其可能原因是在污泥濃度較低時(shí),污泥流變特性并不顯著且黏度較低,曝氣池內(nèi)流動(dòng)形態(tài)與牛頓流體(純水)較為接近,均呈現(xiàn)周期性變化;而高濃度污泥時(shí),流體的剪切變稀特性明顯,不存在擺動(dòng)現(xiàn)象.這也意味著高濃度時(shí)氣泡羽流不存在周期性擺動(dòng),這與 Bhm 等[38]對(duì)非牛頓(黃原膠水溶液)下氣泡上浮過(guò)程中的實(shí)驗(yàn)觀察到氣泡沒(méi)有擺動(dòng)上升這一行為一致.

4.2 氣相體積分?jǐn)?shù)分布

如圖7所示,為100s時(shí)間內(nèi)的時(shí)均氣相體積分?jǐn)?shù)分布,不同污泥濃度的氣相體積分?jǐn)?shù)分布有著共性,氣相體積分?jǐn)?shù)均呈x=0m對(duì)稱(chēng)分布,底部的氣相濃度較高,頂部較低,分布區(qū)域呈現(xiàn)下部窄上部寬的倒梯形,隨曝氣池高度增加氣相體積分?jǐn)?shù)分布面積逐漸增大,氣相峰值減少,曝氣池兩側(cè)及兩側(cè)底部存在著曝氣死區(qū).污泥濃度為 7.9g/L及 10.2g/L時(shí),氣相體積分?jǐn)?shù)分布面積明顯小于2.8g/L及 4.0g/L,底部中部面積逐漸收窄而上部面積沒(méi)有大的變化,這與氣相速度分布一致,即污泥濃度大,則氣相體積分?jǐn)?shù)分布面積小.同時(shí)在污泥濃度較高(10.2g/L)時(shí),在相同高度氣相體積分?jǐn)?shù)值在 x=0m上部區(qū)域小于鄰近區(qū)域,這主要是由于動(dòng)力黏度分布的不均造成的.

圖7 z=0m截面時(shí)均氣相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.7 Time-averaged gas hold-up distribution at z=0m

如圖8所示,為曝氣池內(nèi)x=0m截面的時(shí)均 氣相體積分?jǐn)?shù)分布,氣相體積分?jǐn)?shù)分布與 z=0m截面的分布類(lèi)似.但在x=0m截面,曝氣池兩側(cè)壁面也存在著較高的氣相體積分?jǐn)?shù)分布,這主要是由于截面寬度較窄,氣相能夠影響到這一區(qū)域.同時(shí),隨著污泥濃度的不斷增大,在曝氣池頂部,氣相體積分?jǐn)?shù)值逐漸減小.

圖8 x=0m截面時(shí)均氣相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.8 Time-averaged gas hold-up distribution at x=0m

4.3 氣含率及氧傳質(zhì)系數(shù)

在對(duì)液相為牛頓流體(純水)與非牛頓流體(活性污泥)的曝氣池氣含率對(duì)比后發(fā)現(xiàn),如圖 9所示,牛頓流體的氣含率明顯高于非牛頓流體,這與郭曉攀等[18]的研究結(jié)果一致.隨著污泥濃度的增大,非牛頓流體的流變性質(zhì)發(fā)生改變,式(8)中的n和K值分別減小和增大.流變性質(zhì)的相應(yīng)改變導(dǎo)致曝氣池內(nèi)氣含率減小,這與李少白等[17]人通過(guò)實(shí)驗(yàn)得到的結(jié)果一致.總之,活性污泥由于其非牛頓流體的特性,作為曝氣池液相介質(zhì),對(duì)于氣相體積分?jǐn)?shù)分布以及氣含率的大小與牛頓流體水做對(duì)比均有很大的差異.

氧傳質(zhì)對(duì)于好氧生物處理過(guò)程具有重要意義,根據(jù)經(jīng)典的氧傳質(zhì)滲透理論得到氧傳質(zhì)速率的主要評(píng)定參數(shù)——氧傳質(zhì)系數(shù) kLa,其計(jì)算公式如下[10,39]:

式中:Do為氧在水中的擴(kuò)散系數(shù),1.97×10?9m2/s; αg為氣含率;dg氣泡平均直徑,m;ug為氣體時(shí)均速度,m/s;ul為液體時(shí)均速度,m/s.由于曝氣池頂部氣液交界面氧傳質(zhì)效率較低,僅考慮曝氣池內(nèi)部這一主要的氧傳質(zhì)過(guò)程[40].從圖9中可以看出,在2.8g/L及4.0g/L時(shí),此時(shí)曝氣池內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)與牛頓液體相似,氧傳質(zhì)系數(shù)在0.0016s-1附近;當(dāng)污泥濃度較大時(shí),氧傳質(zhì)系數(shù)在0.0018s-1附近;污泥濃度最高時(shí),氧傳質(zhì)系數(shù)最大.

圖9 曝氣池氣含率及氧傳質(zhì)系數(shù)Fig.9 Gas hold-up and oxygen transfer coefficient in the aeration tank

4.4 動(dòng)力黏度

流體的黏度越大,流動(dòng)性越弱,因此對(duì)比不同污泥濃度下的動(dòng)力黏度,對(duì)流動(dòng)性進(jìn)行探討有助于進(jìn)一步揭示速度及氣相體積分?jǐn)?shù)分布的原因.如下圖10所示為曝氣池內(nèi)z=0m截面動(dòng)力黏度分布,隨著污泥濃度的增大,動(dòng)力黏度的峰值不斷增加,在污泥濃度為10.2g/L時(shí)達(dá)到最大.不同濃度的污泥在曝氣池中部及下部?jī)蓚?cè)均存在著黏度的相對(duì)高值區(qū),意味著此區(qū)域流動(dòng)性較弱.污泥濃度分別為2.8g/L及4.0g/L時(shí),黏度的高值區(qū)主要分布在曝氣池上部中心處,這可能是羽流周期性擺動(dòng)影響曝氣池上部剪切速率所造成的.當(dāng)污泥濃度增高為 7.9和 10.2g/L,動(dòng)力黏度低值區(qū)分布呈現(xiàn)“V”字形,在曝氣池底部?jī)蓚?cè)也存在黏度的高值區(qū)分布,意味著液相流動(dòng)性在曝氣池底部?jī)蓚?cè)較差,對(duì)比圖 7與圖 10發(fā)現(xiàn),在高濃度下,氣相體積分?jǐn)?shù)分布與黏度有著相關(guān)性,在曝氣池的中部及下部?jī)蓚?cè)由于黏度高阻滯氣相流動(dòng),氣相體積分?jǐn)?shù)非常小.而曝氣池中上部中軸處(x=0m)氣相體積分?jǐn)?shù)低于兩側(cè),是由于黏度在中軸處較大造成的.氣相的分布受黏度影響較大.而在低濃度污泥下,氣泡受到的黏性力相對(duì)于其他力較弱,此時(shí)黏度對(duì)氣相的分布影響有限.

圖10 z=0m截面液相動(dòng)力黏度分布(pa?s)Fig.10 Dynamic viscosity distribution of liquid phase at z=0m(pa?s)

5 結(jié)論

5.1 隨著污泥濃度的增大,在x=0m截面氣相分?jǐn)?shù)分布面積由大變小,曝氣池中下部氣相體積分?jǐn)?shù)高值區(qū)面積逐漸收窄.氣含率隨污泥濃度的增大逐漸降低且均小于牛頓流體下模擬得到的氣含率值.氧傳質(zhì)系數(shù)受污泥濃度大小而變化,低濃度時(shí)氧傳質(zhì)系數(shù)低于高濃度時(shí),污泥濃度最大時(shí),氧傳質(zhì)系數(shù)最大.

5.2 不同濃度下曝氣池內(nèi)的流態(tài)呈一致性,在曝氣池兩側(cè)形成對(duì)稱(chēng)的兩個(gè)漩渦,隨著污泥濃度增高,漩渦中心上移.氣相及液相的垂向速度分布呈現(xiàn)出在曝氣池中間區(qū)域速度較高,兩側(cè)區(qū)域速度較低的特點(diǎn).在低污泥濃度時(shí),曝氣池內(nèi)動(dòng)力學(xué)性質(zhì)與牛頓流體類(lèi)似,曝氣池x方向速度呈周期性擺動(dòng).當(dāng)污泥濃度較高時(shí),污泥動(dòng)力黏度峰值大且非牛頓剪切變稀特性較強(qiáng),速度未呈現(xiàn)擺動(dòng)現(xiàn)象.

5.3 隨著污泥濃度的增高,動(dòng)力黏度峰值不斷增大,在低污泥濃度時(shí)動(dòng)力黏度的高值區(qū)分布在曝氣池底部?jī)蓚?cè)及中上部中心處.高污泥濃度時(shí),動(dòng)力黏度低值區(qū)呈“V”字形分布,且顯著影響著曝氣池內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)分布.

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致謝：論文模擬過(guò)程中華東理工大學(xué)陳彩霞老師,江蘇大學(xué)詹水清老師對(duì)數(shù)值模擬提供了很好的建議及幫助,在此一并感謝.

Numerical simulation of gas/liquid two-phase flow in the aeration tank with non-Newtonian activated sludge.

WANG Le1, SU Jun-wei2, ZHENG Xi-peng1, YANG Shun-sheng1*(1.School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China；2.School of Human Settlements and Civil Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China). China Environmental Science, 2017,37(5)：1783～1791

Under the Euler-Euler framework, an Euler-Euler two-fluid model coupled population balance model (PBM) was used for numerical simulation of gas-liquid two-phase flow in the activated sludge as non-Newtonian fluid in a lab-scale tower type aeration tank to study the dynamic behaviors, including gas-liquid two-phase flow velocity field, gas hold-up, and dynamic viscosity, etc., at different mixed liquid suspended solids (MLSSs). It was found that gas hold-up distribution was inverted-trapezoid and the time-averaged flow field and velocity distributions were symmetric at low velocity. With increasing MLSS, the high gas hold-up distribution zones gradually narrowed and the velocity peak of the liquid phase in y-direction increased in the middle and upper parts of the aeration tank. For low concentration sludge, the liquid velocities in x-direction periodically oscillated similarly to a Newtonian fluid. With increasing MLSS, the time-averaged gas hold-up declined in the aeration tank. For water as the liquid phase, total gas hold-up in the aeration tank was overestimated. At the sludge concentration of 10.2g/L, maximum dynamic viscosity peak occurred and the low dynamic viscosity zone distributed in the “V” shape in the center of the aeration tank.

numerical simulation；population balance model；two-phase；aeration tank鼓泡塔作為化工和環(huán)境廣泛應(yīng)用的反應(yīng)器[1],結(jié)合活性污泥法被用于工業(yè)污水的處理.早期范軼等將化工中的鼓泡塔與活性污泥相結(jié)合研究了微孔塔式曝氣用于石化工業(yè)污水處理,取得了顯著的效果[2].不同學(xué)者采用實(shí)驗(yàn)[3]、數(shù)值模擬[4]等方式研究塔式曝氣池(以下簡(jiǎn)稱(chēng)曝氣池)氣液兩相規(guī)律,其中數(shù)值模擬方法由于可以獲得較多的細(xì)節(jié)信息[5-6],越來(lái)越多的被應(yīng)用到曝氣池的研究中來(lái)[7].目前的研究主要集中于曝氣池的氣泡浮力羽流特性[8]、空氣速度[9]、氣泡尺寸[10-11]等的影響,其中 PBM 模型考慮了氣泡的聚并與破碎,與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好[9,12],被眾多的學(xué)者用來(lái)研究曝氣池的氣液兩相行為[13-15].

X703

A

1000-6923(2017)05-1783-09

王 樂(lè)(1986-),男,陜西西安人,西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院博士生,主要從事環(huán)境動(dòng)力學(xué)多相數(shù)值模擬研究.發(fā)表論文5篇.

2016-10-12

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(21306145);國(guó)家重大科技專(zhuān)項(xiàng)(2016ZX05011001-002)

* 責(zé)任作者, 教授, seanse@126.com