李欣欣，黃 河，黃科學(xué)，肖延安，陳文賢

廣西大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，廣西 南寧 530004

布水器作為上流式厭氧反應(yīng)器的主要結(jié)構(gòu)之一，其作用是將廢水注入至反應(yīng)器內(nèi)部，并通過(guò)水流產(chǎn)生的水力攪拌作用，使污水與反應(yīng)器中的污泥充分混合，以凈化污水。布水器的結(jié)構(gòu)直接影響反應(yīng)器內(nèi)部污水中的有機(jī)物與污泥顆粒接觸的均勻程度。良好的布水器結(jié)構(gòu)能夠有效地提升影響污水的反應(yīng)速度，減少死區(qū)，提高污水處理效果。

目前厭氧反應(yīng)器布水器根據(jù)流動(dòng)方式不同分為點(diǎn)、線及面布水器[1]。點(diǎn)布水器分為單點(diǎn)及多點(diǎn)布水，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，操作方便，但易出現(xiàn)偏流和配水不均勻的情況。多點(diǎn)布水相對(duì)于單點(diǎn)布水，由于布水孔分布較多且均勻，配水均勻度有所改觀。線布水器可實(shí)現(xiàn)沿管長(zhǎng)方向均勻布水，但垂直方向依舊較差[2]，且結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜。面布水器由于出口壓力過(guò)小而易堵塞。因此，對(duì)于上流式厭氧反應(yīng)器，本工作綜合經(jīng)濟(jì)、方便和實(shí)用性考慮，采用水平排管、多噴口線性布置的結(jié)構(gòu)，并對(duì)進(jìn)水均勻度進(jìn)行研究以優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)[3-7]。

隨著近年來(lái)流體力學(xué)與計(jì)算流體力學(xué)（CFD）的發(fā)展，越來(lái)越多的國(guó)內(nèi)外學(xué)者將其應(yīng)用于厭氧反應(yīng)器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)中[8-13]。本工作針對(duì)某上流式厭氧反應(yīng)器布水器部分的簡(jiǎn)化模型，使用CFD軟件Fluent對(duì)進(jìn)水情況進(jìn)行三維數(shù)值模擬仿真，分析進(jìn)水管內(nèi)徑（d）、進(jìn)水噴口密度（ρd）及噴管安裝角度（α）3個(gè)因素對(duì)其進(jìn)水均勻度的影響，為上流式厭氧反應(yīng)器的布水器結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)及工程應(yīng)用提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 進(jìn)水結(jié)構(gòu)的模型建立

計(jì)算模型是根據(jù)某上流式反應(yīng)器簡(jiǎn)化而成。反應(yīng)器為地上立式圓柱體，底部為平面，反應(yīng)器直徑（D）為3.45 m，反應(yīng)器高度（H）為1.55 m。進(jìn)水管中心線位于距底部高度（h）為0.55 m處平面內(nèi)，平行于底面的某平面高度為h1，噴口軸線與XOZ平面所成銳角為α。整體簡(jiǎn)化模型如圖1。進(jìn)水管模型如圖2。兩根支管與反應(yīng)器直徑邊界的距離比（L1:L2:L3）為1:2:1；同時(shí)，將反應(yīng)器內(nèi)部設(shè)置為充滿液體狀態(tài)；出口設(shè)置在高度為1.55 m處的模型頂部；另外，為方便分析進(jìn)水結(jié)構(gòu)影響，暫不考慮反應(yīng)器內(nèi)部其他結(jié)構(gòu)。

圖1 反應(yīng)器簡(jiǎn)化模型及參數(shù)示意Fig.1 Simplified model and parameters of the reactor

圖2 進(jìn)水管布置建模Fig.2 Distributor model

1.2 數(shù)值模擬計(jì)算

1.1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

影響反應(yīng)器進(jìn)水均勻度的主要因素有：進(jìn)水管內(nèi)徑（d，如圖1所示）、進(jìn)水噴口密度（ρd，以單根進(jìn)水管在反應(yīng)器3.45 m直徑中噴口個(gè)數(shù)代表進(jìn)水噴口密度）和噴口安裝角度（α，如圖1所示）。本實(shí)驗(yàn)中污水的含固率約為10%，黏度經(jīng)測(cè)試為0.032 975 Pa·s，屬于低黏度液體，因此計(jì)算過(guò)程中將污水整體簡(jiǎn)化為單相低黏度不可壓縮液體。保證污水水力停留時(shí)間一定，即保證進(jìn)水流量一定，以進(jìn)水管內(nèi)徑、進(jìn)水噴口個(gè)數(shù)和噴口安裝角度作為實(shí)驗(yàn)的3個(gè)影響因素。

1.1.2 網(wǎng)格劃分及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

Fluent提供了多種非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法，如curvature方法、proximity方法及advance方法。curvature網(wǎng)格劃分方法是從孔的外周開(kāi)始劃分，以最小角度或最小網(wǎng)格為最初網(wǎng)格大小，并以所設(shè)定的增長(zhǎng)率作為網(wǎng)格大小增長(zhǎng)速率，直至網(wǎng)格大小達(dá)到設(shè)定的最大網(wǎng)格尺寸或最大面網(wǎng)格尺寸，這樣可較好地滿足網(wǎng)格細(xì)化的要求。本實(shí)驗(yàn)中由于內(nèi)徑、噴口直徑與整體模型尺寸差距較大，且支管與噴口分布不對(duì)稱，網(wǎng)格劃分需將進(jìn)水區(qū)域附近進(jìn)行細(xì)化。因此，采用curvature方式劃分網(wǎng)格，以非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)幾何體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并在反應(yīng)器壁面與進(jìn)水管壁面附近添加膨脹層。

為了驗(yàn)證網(wǎng)格無(wú)關(guān)性，將模型網(wǎng)格數(shù)量增加后進(jìn)行對(duì)比。模型網(wǎng)格數(shù)量增加將近一倍，但速度云圖變化并不明顯，如圖3所示。網(wǎng)格數(shù)量及評(píng)估指標(biāo)比較如表1所示。由于圖3（c）中最小網(wǎng)格尺寸較小，有助于得到較為精確的仿真結(jié)果，因此選取230×104網(wǎng)格設(shè)置作為仿真網(wǎng)格設(shè)置，模型網(wǎng)格分布如圖4所示。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量結(jié)果速度云圖Fig.3 Velocity contours of different mesh

圖4 反應(yīng)器三維網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.4 Three dimensional grid structure of the reactor

表1 不同網(wǎng)格數(shù)量的評(píng)價(jià)指標(biāo)表Table 1 Evaluation indexes of different mesh settings

1.1.2 求解設(shè)置

本實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ褪褂肍luent的有限體積法求解，采用適合預(yù)測(cè)自由剪切流動(dòng)的標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型來(lái)細(xì)化計(jì)算噴口處的速度變化；使用黏度和密度均與污水相近的、不可壓縮的液體作為計(jì)算時(shí)的工作流體，黏度設(shè)置為0.03 Pa·s，密度為1 000 kg/m3；考慮到反應(yīng)器的安裝情況與液體的自重方向，設(shè)置Y軸負(fù)方向?yàn)橹亓Ψ较?，重力加速度?.8 m/s2；采用收斂速度較快的壓力–速度耦合SIMPLEC算法，選用二階迎風(fēng)式，并且適當(dāng)調(diào)小壓力松弛因子，進(jìn)一步確保收斂速度。連續(xù)性的殘差值設(shè)定為小于1×10-3，各方向的速度殘差小于1×10-4時(shí)認(rèn)定為收斂。

1.1.3 邊界條件

為保證反應(yīng)器中污水停留時(shí)間恒定，對(duì)于不同直徑的進(jìn)水管設(shè)置不同的入口速度，具體可見(jiàn)表2。進(jìn)口壓力設(shè)置為10 000 Pa，出口壓力設(shè)置為0 Pa。

表2 入口速度Table 2 Inlet velocity

2 評(píng)價(jià)指標(biāo)確定與參考平面選擇

2.1 評(píng)價(jià)指標(biāo)確定

良好的布水器結(jié)構(gòu)能夠有效地提高進(jìn)水均勻度，并有效減少反應(yīng)器底部的沉降死區(qū)。文獻(xiàn)[13]使用上升速度變異系數(shù)來(lái)評(píng)價(jià)進(jìn)水均勻度，計(jì)算式如式（1）。

式中：MF為速度變異系數(shù)；n為采樣點(diǎn)數(shù)；Vy為上升速度，m/s；Vy為上升速度平均值，m/s。

由于本實(shí)驗(yàn)整體速度較小，造成變異系數(shù)也較小，數(shù)據(jù)結(jié)果不直觀，因此采用上升速度變異系數(shù)的倒數(shù)作為進(jìn)水均勻度的評(píng)價(jià)指標(biāo)，如式（2），指標(biāo)越大，上升速度偏離程度越小。

2.2 參考平面選擇

為了評(píng)價(jià)進(jìn)水均勻度，需要選擇一個(gè)較為合適的參考平面作為評(píng)價(jià)指標(biāo)計(jì)算的平面。設(shè)距離反應(yīng)器底面的高度為h1，以h1為0.65，0.75，0.85和0.95 m等4個(gè)高度位置的平面（即距進(jìn)水管中心線所在平面0.1，0.2，0.3和0.4 m處水平面）作為速度采樣平面，并在各平面內(nèi)等間隔取600個(gè)采樣點(diǎn)，計(jì)算上升速度變異系數(shù)的倒數(shù)，以評(píng)價(jià)布水器的進(jìn)水均勻度。仿真條件如表3所示。

表3 實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)計(jì)Table 3 Design of test parameters

根據(jù)圖5（a）可知，隨著旋轉(zhuǎn)角度從0°增大到50°，各水平面上評(píng)價(jià)指標(biāo)的變化趨勢(shì)基本一致，先上升后下降，并在30～40°達(dá)到最高值。由圖5（b）可知，隨噴口密度的增多，各水平面上評(píng)價(jià)指標(biāo)變化趨勢(shì)基本一致，評(píng)價(jià)指標(biāo)隨噴口密度增長(zhǎng)而增長(zhǎng)。

圖5 不同高度評(píng)價(jià)指標(biāo)隨參數(shù)變化情況Fig.5 Effect of different height on evaluation indexes

由于在進(jìn)水噴口參數(shù)變化過(guò)程中，進(jìn)水噴口在長(zhǎng)度方向上會(huì)穿透h1為0.65 m和0.75 m水平面，無(wú)法進(jìn)行均勻度分析，導(dǎo)致h1為0.85 m和0.95 m水平面上評(píng)價(jià)指標(biāo)變化趨勢(shì)近乎一致，為了探尋進(jìn)水結(jié)構(gòu)對(duì)均勻度影響，在不影響結(jié)果的情況下，參考平面不宜過(guò)高。綜上所述，選取0.85 m水平面處作為進(jìn)水均勻度的參考平面，參考平面內(nèi)上升速度的變異系數(shù)的倒數(shù)作為進(jìn)水均勻度評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，其值越大表示均勻度越好。

3 單因素分析

對(duì)已建立的布水器結(jié)構(gòu)模型，進(jìn)行單因素分析，分析進(jìn)水管內(nèi)徑、進(jìn)水噴口密度及噴管的安裝角度3個(gè)因素，對(duì)進(jìn)水均勻度的影響。

3.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

原設(shè)計(jì)中管內(nèi)徑為150 mm，考慮到成本問(wèn)題，采用與其相近的標(biāo)準(zhǔn)鋼管管徑，其內(nèi)徑與公稱直徑參照表2。考慮噴口分布關(guān)于反應(yīng)器軸線中心對(duì)稱，因此噴口安裝角度取值為0，10，20，30，40和50°；噴口密度取值為3，4，5和6。

單因素實(shí)驗(yàn)方案如表4所示。

表4 實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)計(jì)Table 4 Design of test parameters

3.2 單因素結(jié)果分析

由圖6（a）圖可知，當(dāng)噴口密度由3增長(zhǎng)至6時(shí)，評(píng)價(jià)指標(biāo)不斷增大，上升速度方差不斷減小，均勻度逐漸提升噴口密度增加有利于流體均勻分布，密度越大布水均勻度越高；根據(jù)圖6（b）可知，隨著進(jìn)水管內(nèi)徑由110 mm增到227 mm，評(píng)價(jià)指標(biāo)波動(dòng)較大，進(jìn)水管內(nèi)徑增大對(duì)流體均勻度有一定的影響；從圖6（c）可知，隨著噴口旋轉(zhuǎn)角度從0°到50°逐漸增大，評(píng)價(jià)指標(biāo)先升后降，在20°后開(kāi)始上升，并在30～40°升至最高；當(dāng)噴口旋轉(zhuǎn)角度大于40°，則均勻度快速下降；可知，進(jìn)水均勻度隨噴口旋轉(zhuǎn)角度增大，先增加后減少，在20～40°變化顯著，并在30～40°到達(dá)最佳效果，流體均勻度最高。

圖6 不同因素對(duì)進(jìn)水均勻度評(píng)價(jià)指標(biāo)的影響Fig.6 The impacts of different factors on evaluation index

4 多因素正交分析

4.1 因素水平的確定與正交表設(shè)計(jì)

由上述單因素分析可知，進(jìn)水噴口密度（A）、水管的直徑（B）及噴管的安裝水平角度（C）3個(gè)因素對(duì)進(jìn)水均勻度均有不同程度的影響?；趩我蛩胤治?，正交實(shí)驗(yàn)因素的合適范圍為：噴口密度為3～6，進(jìn)水管內(nèi)徑為110～141 mm，噴口安裝角度為10～40°。3因素實(shí)驗(yàn)因素的水平一般在3～6水平，為在滿足分析要求情況下盡量減少實(shí)驗(yàn)次數(shù)，因此每個(gè)因素都取4個(gè)水平，本實(shí)驗(yàn)的因素水平如表5所示。

表5 因素水平表Table 5 Test factors and levels table

在滿足上述條件情況下，保證實(shí)驗(yàn)次數(shù)最小并盡量選擇標(biāo)準(zhǔn)正交表。其中常用正交表中可選擇3因素4水平正交表L16（43），可完全包容因素水平表且實(shí)驗(yàn)次數(shù)最小。形成如表6的實(shí)驗(yàn)方案。

表6 正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方案Table 6 Parameters of the orthogonal tests

4.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

通過(guò)對(duì)正交表當(dāng)中的模型參數(shù)，建立3D模型并進(jìn)行數(shù)值模擬分析，得到反應(yīng)器在高度為0.85 m平面內(nèi)上升速度變異系數(shù)的倒數(shù)。并利用得到的數(shù)值通過(guò)正交軟件單變量分析可得到實(shí)驗(yàn)數(shù)值的均值、極差和方差分析等數(shù)值，結(jié)果如表7和表8所示，其中，K1，K2，K3和K4為各水平結(jié)果總和，代表其影響程度，R為極差，DOF為自由度，F(xiàn)表示顯著性。

表7 正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 7 Orthogonal result

表8 正交實(shí)驗(yàn)分析Table 8 Orthogonal test analysis

在進(jìn)水流量一定的情況下，評(píng)價(jià)指標(biāo)越大，上升速度變異系數(shù)越小，代表進(jìn)水均勻程度越高。通過(guò)極差與方差分析可知，3個(gè)因素對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)的影響從大到小依次為A，B和C，為了清晰地體現(xiàn)水平變化對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)的變化，繪制各因素水平的影響均值如圖7所示

圖7 3個(gè)因素的效應(yīng)曲線圖Fig.7 Effect curves of three factors

由圖可以看出，與單因素實(shí)驗(yàn)結(jié)果表現(xiàn)一致，評(píng)價(jià)指標(biāo)隨噴口密度上升而上升，隨進(jìn)水管內(nèi)徑上升而下降，隨噴口安裝角度增大先增后減。且在噴口密度為6，進(jìn)水管內(nèi)徑為110 mm，噴口安裝角度為30°時(shí)，評(píng)價(jià)指標(biāo)最大，即A4B1C3為最優(yōu)組合。

5 最優(yōu)方案的對(duì)比分析

根據(jù)上述正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果，得到的最優(yōu)方案：噴口密度為6，進(jìn)水管內(nèi)徑為110 mm，噴口角度為30°。根據(jù)最優(yōu)方案參數(shù)建立模型，并進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算其進(jìn)水均勻度評(píng)價(jià)指標(biāo)值，結(jié)果見(jiàn)表9。由表可知，最優(yōu)方案的進(jìn)水均勻度大于正交實(shí)驗(yàn)最優(yōu)組，說(shuō)明最優(yōu)方案比正交實(shí)驗(yàn)最優(yōu)組能更有效地提高進(jìn)水均勻度。

根據(jù)原設(shè)計(jì)方案參數(shù)，即噴口密度為4，進(jìn)水管內(nèi)徑為150 mm，噴口角度為0°，可計(jì)算出其進(jìn)水均勻度指標(biāo)值，如表9所示。截取原設(shè)計(jì)方案和最優(yōu)方案的3個(gè)高度平面，得到其上的上升速度云圖，分別如圖8和圖9所示。

表9 評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)照表Table 9 The comparison of evaluation index

圖8 原設(shè)計(jì)方案不同高度平面上水流上升速度分布Fig.8 Velocity contours of original design on different height planes

圖9 最優(yōu)方案不同高度平面上水流上升速度分布Fig.9 Velocity contours of optimized design on different height planes

由仿真計(jì)算進(jìn)口條件設(shè)定，圖8和圖9各高度截面入口流量一致。由圖8可知，原設(shè)計(jì)方案中存在較大范圍高上升速度區(qū)域（黃色及以上），約占總面積的6%；各高度截面的較高流速區(qū)域均集中在反應(yīng)器兩側(cè)，在反應(yīng)器中央則上升速度較低，進(jìn)水分布均勻度不高。由圖9可知，最優(yōu)方案的各高度平面上水流上升速度的最大值雖然沒(méi)有原設(shè)計(jì)方案的大，但可以看到在中間區(qū)域，水流上升速度了比原設(shè)計(jì)方案有了提升，這有助于提高布水的均勻度。

綜上所述，最優(yōu)方案比正交實(shí)驗(yàn)最優(yōu)組、原設(shè)計(jì)方案能更有效地提高進(jìn)水均勻度。

4 結(jié) 論

針對(duì)上流式厭氧反應(yīng)器的進(jìn)水過(guò)程，利用Fluent軟件，對(duì)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的布水器進(jìn)水情況進(jìn)行數(shù)值模擬，分析各因素對(duì)進(jìn)水均勻度的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論：

a）噴口密度對(duì)進(jìn)水均勻度的影響最大，進(jìn)水管內(nèi)徑的影響次之，噴口安裝角度影響最?。?/p>

b）改變噴口安裝角度能有效減小流體在反應(yīng)器兩側(cè)聚集，同時(shí)減小反應(yīng)器兩側(cè)速度，提高進(jìn)水均勻度，且在角度為30°時(shí)效果最佳；

c）噴口密度對(duì)進(jìn)水均勻度影響較大，大的噴口密度有利于提升進(jìn)水均勻度；

d）進(jìn)水管內(nèi)徑大小對(duì)進(jìn)水均勻度有影響，進(jìn)水管內(nèi)徑從141 mm降至110 mm過(guò)程中進(jìn)水均勻度得到提升；

e）優(yōu)化方案：噴口密度為6，進(jìn)水管內(nèi)徑為110 mm，噴口安裝角度為30°。