訾 燦，李向東，陸飛鵬，童勝寶，鄭曉宇

(光大環(huán)境科技(中國)有限公司，江蘇 南京 210007)

隨著城鎮(zhèn)化快速發(fā)展和人民生活水平的日益提高，我國城鎮(zhèn)生活垃圾清運量仍在快速增長，成為影響城市發(fā)展的重要因素[1]。城市生活垃圾一般采用直接焚燒或衛(wèi)生填埋進行處理，在垃圾堆放或填埋過程中，由于重力壓實、發(fā)酵等作用產(chǎn)生大量垃圾滲濾液。垃圾滲濾液水質(zhì)成分復雜，有機污染物濃度高、氨氮濃度高、含鹽量高[2]。目前垃圾滲率液主要采用厭氧好氧結(jié)合的方式。內(nèi)循環(huán)厭氧反應器作為一種高效厭氧處理器，在垃圾滲濾液及其它污水處理領域得到廣泛應用[3-5]。內(nèi)循環(huán)厭氧反應器依靠提升管和回流管之間的沼氣密度差形成內(nèi)循環(huán)，從而增強液固傳質(zhì)，提升反應器處理效率[6-7]。三相分離器作為厭氧反應器核心部件，起到氣液固三相分離作用，其沼氣收集轉(zhuǎn)移效率、污泥攔截率決定了反應器能否成功運行[8-11]。

三相分離器結(jié)構(gòu)及工作原理較為復雜，主要包括反射板、通氣槽、集氣室及出氣管，氣體由反射板分離后經(jīng)通氣槽轉(zhuǎn)移至集氣室并由出氣管排出。黃健[12]采用實驗的方法探討了回流縫寬度及沉降區(qū)高度對三相分離效果的影響。隨著計算機的發(fā)展，數(shù)值模擬在厭氧反應器研究方面得到廣泛應用，研究者建立二維或三維厭氧反應器模型并模擬內(nèi)部流場，優(yōu)化設計運行參數(shù)[13]。在二維模型中，三相分離器簡化為單反射板并與出氣管直接相連，于興峰[14]等模擬了氣液兩相流場，考察了進水流量及反射板夾角對混合的影響；Sousa[6]等模擬了固含率分布，并與實驗結(jié)果進行對比驗證了模擬準確性；涂為媛[15]通過模擬氣液兩相流場，考察了反射板夾角及其安裝高度對流場的影響；Pan[5]等模擬了氣液固三相流場，考察了反射板角度對固相分離的影響；寧春雪[16]等在建立二維模型時，增加了反射板個數(shù)，通過模擬氣液固三相流場探究回流縫寬度及沉淀區(qū)高度對氣體分離的影響。厭氧反應器三維模型結(jié)構(gòu)復雜，研究者在建模時同樣進行簡化，張敏華[17]等建立了含兩層三相分離器的厭氧反應器模型，每層三相分離器含一個反射板并與出氣管相連，模擬了氣固相軸向高度體積分布；Camila[7]等建立了單反射板三維模型，通過模擬液相流場速度分布判斷反應器死區(qū)范圍，并得到實驗結(jié)果。郝飛麟[18-19]等建立了含多個反射板的三相分離器，模擬了氣液固三相流場，模擬發(fā)現(xiàn)液體上升流速對分離效率影響較小，而污泥回流縫寬度決定分離效率。

三相分離器工程運行過程中發(fā)現(xiàn)，三相分離器在氣體轉(zhuǎn)移排出過程存在不暢，影響三相分離效率。現(xiàn)有研究所由于未考慮三相分離器通氣槽及集氣室，尚未對氣體轉(zhuǎn)移排出過程進行剖析。本研究擬采用數(shù)值模擬方法，建立含反射板、通氣槽、集氣室及出氣管的三相分離器三維模型，模擬氣體轉(zhuǎn)移排出過程，剖析氣體轉(zhuǎn)移排出不暢的原因，進而優(yōu)化三相分離器結(jié)構(gòu)設計。

1 數(shù)值模擬及冷模實驗

1.1 模擬對象

模擬對象為圖1～圖3所示直徑4.5 m、整體高度7 m的厭氧反應區(qū)域，該區(qū)域包含三相分離器。三相分離器A向側(cè)視圖如圖2所示，三相分離器B向側(cè)視圖如圖3所示。三相分離器包含三層反射板,1個集氣室以及2根出氣管。三層反射板交替重疊三相分離器高度2.0 m，反射板寬度為200 mm。集氣室寬度500 mm，集氣室頂部距上層反射板200 mm。兩根沼氣出氣管直徑均為100 mm。

圖1 相分離器模型

圖2 三相分離器A向側(cè)視圖

圖3 三相分離器B向側(cè)視圖

1.2 模擬過程

模擬過程假設氣液相為不可壓縮且相間沒有傳質(zhì)過程。厭氧實際過程涉及到氣液固三相，固相為厭氧污泥，其密度一般為1050 kg·m-3與水的密度極為接近，因此研究者往往通過修正液相的密度與粘度考慮厭氧污泥對液相粘度密度的影響，進而將氣液固三相系統(tǒng)合理簡化為氣液兩相系統(tǒng)[7]。模擬過程中假設廢水為連續(xù)相，空氣為離散相，采用歐拉雙流體模型描述氣液兩相運動，廢水和沼氣是相互滲透的擬流體。氣相密度1.1 kg·m-3，粘度1.4×10-5Pas，氣泡直徑設置為1 mm[7]；廢水密度為1020 kg·m-3，粘度為0.1 Pas，氣液相溫度為35℃。

模擬過程中多相流控制方程如下[20]：

氣液相質(zhì)量守恒方程：

(1)

(2)

式中：ε為體積分數(shù)；ρ為密度，kg·m-3；v為流體速度，m·s-1；g為氣相；s為液相。

氣液相動量守恒方程：

(3)

(4)

式中：τ為有壓力應變張量；P為壓力；βgl為氣液相間曳力系數(shù)，本次模擬過程中選用Schiller-Naumann模型[14]。

1.3 模擬參數(shù)的設置與確定

邊界條件：三相分離器下邊界為速度入口，氣液相速度均為0.0011 m·s-1，氣相體積分數(shù)為0.2，氣液相上升流速基于工業(yè)厭氧裝置運行參數(shù)設計；上邊界為壓力出口；反射板、集氣室、提升管及筒體均設為壁面，采用無滑移壁面條件。初始條件：水相為主相，空氣為次要相。

求解設置：采用穩(wěn)態(tài)計算，計算模型為非耦合求解，殘差設置為0.0001。離散方法均采用二階迎風格式，壓力速度耦合方法采用SIMPLE[18]。模擬過程中監(jiān)測進出口氣相質(zhì)量流量以及集氣室提升管出口氣相體積分數(shù)。

1.4 冷模實驗裝置

圖4為冷模實驗裝置示意圖。整個實驗裝置包括進水系統(tǒng)、進氣系統(tǒng)、反應器系統(tǒng)、檢測系統(tǒng)。進水系統(tǒng)包括：進水箱、進水泵、進水流量計，進水泵額定流量為6.3 m3·h-1，通過進水流量計調(diào)節(jié)進水量，模擬厭氧反應器進水。進氣系統(tǒng)包括：進氣流量計、減壓閥，壓縮空氣經(jīng)減壓閥減壓后維持進氣壓力穩(wěn)定，通過調(diào)節(jié)進氣流量計，氣體經(jīng)三個曝氣盤進入反應器，曝氣盤產(chǎn)生的氣泡直徑小于2 mm。反應器系統(tǒng)包括：反應器筒體、曝氣盤、三相分離器。反應器內(nèi)上升的氣液經(jīng)三相分離器分離，三相分離器收集的氣體將攜帶水進入提升管，并由提升管進入后續(xù)的檢測系統(tǒng)。檢測系統(tǒng)包括：濾袋、出水水箱，濾袋過濾孔徑為200目，出水水箱體積為0.5 m3。提升管內(nèi)混合流體先經(jīng)濾袋將固體顆粒攔截，然后氣體所攜帶的水進入出水水箱，通過檢測出水水箱液位的變化反映氣相帶水量。

1.進水箱; 2.進水泵; 3.進水流量計; 4.反應器; 5.曝氣盤; 6.三相分離器; 7.進氣流量計; 8.氣體減壓閥; 9.濾袋; 10.出水水箱

反應器整體高度為2.1 m,直徑為1 m，三相分離器安裝高度距反應器底部1.28 m。實驗過程中，厭氧反應器由進水及進氣系統(tǒng)分別調(diào)節(jié)進水量及進氣量，模擬厭氧反應器上升的水及沼氣，流量調(diào)節(jié)范圍均為0.4～4 m3·h-1，進水量、進氣量調(diào)節(jié)范圍均參照工業(yè)厭氧罐上升流速及沼氣產(chǎn)生量進行設定。水的密度為1000 kg·m-3，粘度為0.9 m Pas，空氣密度為1.2 kg·m-3，粘度為1.8×10-5Pas，實驗條件下溫度為25℃。

2 結(jié)果與討論

2.1 三相分離器氣相分離過程模擬

利用穩(wěn)態(tài)計算中監(jiān)測的進出口氣相質(zhì)量流量計算氣相收集效率，得到圖5所示結(jié)果。由圖5可知，氣相收集效率在迭代3000次以后趨于穩(wěn)定，即模擬結(jié)果達到穩(wěn)定。模擬結(jié)果可用于后續(xù)分析。

圖5 氣相收集效率隨迭代次數(shù)的變化

提取模擬得到的氣相濃度分布、氣相矢量分布，如圖6，圖7所示。圖6反映了氣相在反射板內(nèi)的分離收集過程，上升氣體首先被最下層反射板分離收集，未被收集部分由反射板兩側(cè)上行，并由上一層反射板進一步分離收集，經(jīng)3層反射板分離收集后仍有少量氣體逃逸至上層沉淀區(qū)。圖7反映了氣體在反射板與集氣室之間的運動過程，由圖7可知底層反射板收集的氣體能較為順暢的進入集氣室，而上層反射板收集的氣體難以向集氣室轉(zhuǎn)移，且出現(xiàn)氣體由集氣室向上層反射板轉(zhuǎn)移的倒灌現(xiàn)象。

圖6 X-Y截面氣相體積分數(shù)及氣相矢量分布

圖7 Y-Z截面氣相體積分數(shù)及氣相矢量分布

圖8為在進水、進氣量均為3 m3·h-1條件下反應器內(nèi)氣液兩相運動。氣體在三相分離器內(nèi)過程如圖9、圖10、圖11所示，即氣體首先被反射板分離收集，然后進入集氣室，最后攜帶一定量的液體由集氣室頂部提升管排出。圖9表明氣泡首先經(jīng)最下層反射板分離收集，大部分氣泡被最下層反射板分離收集；未收集部分由反射板兩側(cè)翻至中層反射板并被分離收集，仍有部分未被及時分離收集的氣泡逃逸。圖10為集氣室向提升管氣體轉(zhuǎn)移的過程，集氣室收集的氣體在上部匯集，并在提升管內(nèi)形成向上的兩相流。圖11為反射板與集氣室間氣體轉(zhuǎn)移。實驗發(fā)現(xiàn)最下層及中間層反射板氣體轉(zhuǎn)移過程較順暢，但最上層反射板氣體向集氣室轉(zhuǎn)移困難，并出現(xiàn)集氣室氣體向最上層反射板倒灌的現(xiàn)象。

圖8 反應器內(nèi)氣泡上升過程(進水、進氣量均為3 m3·h-1)

圖9 三相分離器反射板內(nèi)氣泡分離收集過程

圖10 三相分離器氣體提升管內(nèi)氣泡運動

對比圖6～圖11可知，模擬結(jié)果與實驗結(jié)果基本一致，模擬能夠反映氣相在三相分離器內(nèi)分離收集以及氣體在反射板與集氣室間的轉(zhuǎn)移，尤其是能夠捕捉上層反射板的氣體倒灌現(xiàn)象，進一步證明模擬結(jié)果的準確性。

圖11 三相分離器反射板與集氣室間氣泡轉(zhuǎn)移過程

由于氣體運動受壓力分布主導，提取如圖12和圖13所示的壓力分布。由圖可知各層反射板內(nèi)壓力存在差異，集氣室內(nèi)存在上高下低的壓力分布。進一步提取圖13中標注的P1～P4四個檢測點的壓力，分別為P1=160 Pa，P2=20 Pa，P3=140 Pa，P4=70 Pa。模擬過程中設置三相分離器底面為壓力值為零的參考點。對比圖12和圖13及提取的壓力值可知，集氣室上部壓力(P1)較上層反射板通氣槽處壓力(P2)大，導致氣體由集氣室向上層反射板倒灌。下層反射板通氣槽處壓力(P3)較連接處集氣室壓力(P4)高，因此下層反射板分離收集得到的氣體能更順暢地進入集氣室。

圖12 X-Y截面壓力及氣相矢量分布

圖13 Y-Z截面壓力及氣相矢量分布

對于集氣室而言，集氣室內(nèi)氣體集中在頂部，造成集氣室內(nèi)上部壓力高下部壓力低的分布。同樣，反射板內(nèi)壓力分布與緩存氣體量有關，經(jīng)過兩層反射板的分離收集，僅有少量氣體進入上層反射板。上層反射板緩存氣量少，不易產(chǎn)生穩(wěn)定的高壓區(qū)以克服與之相鄰的集氣室壓力，而且上層反射板通氣槽面積相對較大，少量緩存的沼氣無法實現(xiàn)氣封，最終導致上層反射板氣體倒灌現(xiàn)象的出現(xiàn)。

2.2 通氣槽結(jié)構(gòu)對氣相收集的影響

小結(jié)2.1中通過模擬和實驗發(fā)現(xiàn)了三相分離器上層反射板氣體倒灌現(xiàn)象，并對這一現(xiàn)象產(chǎn)生原因進行了解釋。氣體倒灌影響了三相分離氣體分離收集效率，為解決這一問題，對三相分離器通氣槽開孔分布進行優(yōu)化。圖14和圖15為通氣槽開孔前后對比，圖14為原有通氣槽開孔方式，三層反射板的通氣槽開孔大小一致；圖15為改進后通氣槽開孔方式，通氣槽開孔面積隨著反射板高度增加而減小，以匹配各層反射板沼氣分離收集量的變化。

圖14 原通氣槽開孔方式

圖15 通氣槽改進開孔方式

圖16和圖17為改進模型模擬的氣相濃度、壓力分布及對氣相矢量分布圖。由圖所示的氣相矢量分布圖可知，此時上層折流板氣相倒灌現(xiàn)象基本消失。上層折流板通氣槽變小，反射板內(nèi)分離收集的少量沼氣能夠集聚形成穩(wěn)定的氣層，推動上層折流板內(nèi)氣體進入集氣室，阻礙氣體倒灌。與此同時，下層反射板分離收集的氣體量最大，優(yōu)化后下層反射板通氣槽開孔面積最大，有助于氣體更順暢地進入集氣室。通過檢測模擬數(shù)據(jù)對比改進前后三相分離器模型的沼氣收集效率，改進后模型沼氣收集效率較原有模型提高10%。由此可知圖17中所示的改進能夠有效消除上層折流板氣體倒灌現(xiàn)象，并增加沼氣分離收集效率。

圖16 改進模型Y-Z截面氣相濃度及對應氣相矢量分布圖

2.3 集氣室高度對氣相收集的影響

根據(jù)2.2中模擬結(jié)果可知，集氣室頂部壓力大，上層反射板距離集氣室頂部較近，容易出現(xiàn)氣體由集氣室向上層反射板倒灌的現(xiàn)象。本小結(jié)進一步研究集氣室高度對氣體收集效率的影響，探究增加集氣室高度能否減弱氣體倒灌現(xiàn)象。圖18～圖20為不同高度集氣室模型。

圖18 集氣室頂部距上層反射板200 mm模型

圖19 集氣室頂部距上層反射板400 mm模型

圖20 集氣室頂部距上層反射板600 mm模型

模擬得到圖21所示氣相收集效率與出氣管氣相體積分數(shù)隨集氣室高度的變化。由圖可知，隨著集氣室高度的增加，氣相收集效率以及出氣管氣相體積分數(shù)均緩慢增加。為進一步解釋集氣室高度變化所產(chǎn)生的影響，提取了不同集氣室高度下相同截面位置處壓力分布、氣相濃度分布以及對應的氣相矢量分布圖，分別如圖22～圖24所示。由圖22～圖24可知，隨著集氣室高度的增加，集氣室頂部的壓力不斷增大，上層反射板與集氣室連接處的壓力變化不明顯。因此，通過增加集氣室高度無法明顯減弱集氣室上部高壓區(qū)域?qū)ι蠈臃瓷浒逵绊?。對比圖22～圖27可知，隨著集氣室高度的增加，集氣室上部的氣體集聚量不斷增大，由此造成集氣室上部壓力增大。

圖21 氣相收集效率與出氣管氣相體積分數(shù)隨集氣室高度的變化

圖22 集氣室高度200 mmY-Z截面壓力分布、氣相矢量分布

圖23 集氣室高度400 mmY-Z截面壓力分布、氣相矢量分布

圖24 集氣室高度600 mmY-Z截面壓力分布、氣相矢量分布

進一步分析圖22～圖27中氣相矢量發(fā)現(xiàn)，隨著集氣室高度的增加，上下層反射板進入集氣室的氣相運動速度均不斷增大，下層反射板的增加更為明顯，由此使得氣相收集效率隨集氣室高度增加而增大。下層反射板進入集氣室氣相速度增加的原因，可能是由于集氣室軸向空間隨集氣室高度增加而加大，氣液相流場在軸向上能夠上升的距離加長，使得運動速度加快。

圖27 集氣室高度600 mm Y-Z截面氣相濃度、氣相矢量分布

3 總結(jié)

本文建立了含反射板、通氣槽、集氣室及出氣管的三相分離器三維模型，采用歐拉模型對其內(nèi)部氣液流場進行模擬，剖析了氣體分離收集轉(zhuǎn)移的過程。模擬表明三相分離器上層反射板存在氣體倒灌現(xiàn)象，并得到實驗驗證。進一步提取集氣室及反射板內(nèi)部氣相濃度及壓力分布，發(fā)現(xiàn)集氣室由于內(nèi)部氣體濃度分布呈現(xiàn)上大下小的壓力分布；上層反射板收集氣量少且通氣槽面積大，無法在內(nèi)部形成穩(wěn)定的高壓區(qū)以克服相鄰集氣室的壓力，進而導致氣體倒灌。在氣體倒灌得以剖析的基礎上，提出了梯度分布通氣槽開孔，減小上層反射板通氣槽面積的同時增加下層反射板通氣槽面積，使通氣槽面積與各層反射板氣體收集量匹配。模擬表明優(yōu)化后通氣槽能夠保證上層反射板內(nèi)部形成穩(wěn)定的高壓以消除上層反射板氣體倒灌，并有助于下層反射板所收集氣體的轉(zhuǎn)移，最終提升三相分離器分離效率。研究進一步考察了集氣室高度對氣體倒灌現(xiàn)象的影響，結(jié)果表明隨著集氣室高度的增加集氣室頂部壓力不斷增加，無法減弱氣體倒灌現(xiàn)象。

圖25 集氣室高度200 mm Y-Z截面氣相濃度、氣相矢量分布

圖26 集氣室高度400 mm Y-Z截面氣相濃度、氣相矢量分布