杜百會,朱曉磊,陸曉峰,程 可,許雪喬,吳遠(yuǎn)遠(yuǎn),趙 玉

(1.南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院,江蘇 南京 211800;2.北京首創(chuàng)股份有限公司,北京 100044;3.蘇州長風(fēng)航空電子有限公司,江蘇 蘇州 215151)

管式液體分布器是一類在化工、動力、通風(fēng)、水利等工程領(lǐng)域廣泛使用的流體均勻分布裝置。隨著科技不斷發(fā)展,該裝置逐漸向大直徑、淺床層、高真空設(shè)備中應(yīng)用,這類設(shè)備的操作狀況、經(jīng)濟(jì)實(shí)用性主要取決于流體出流的均勻程度[1-2],這對流體分布裝置提出了苛刻的要求。

液體分布器常見的結(jié)構(gòu)有管式、槽式和盤式,分為穿孔和越堰流動[3],常處于自由出流或淹沒出流狀態(tài)[4]。液體分布器應(yīng)用于塔設(shè)備時,其目的是促進(jìn)氣液傳質(zhì)、傳熱,流動狀態(tài)多為自由出流。劉振義等[5]對引進(jìn)蒸發(fā)設(shè)備中的板盤式液體分布器進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究,得出影響布液不均勻度的主要因素,應(yīng)用于灌溉設(shè)備時,其流動狀態(tài)為自由出流[6];然而,應(yīng)用于現(xiàn)代水處理設(shè)備時,作為處理水、再生藥劑的分配和匯集裝置,其流動狀態(tài)大多為淹沒出流[7-8]。國內(nèi)外學(xué)者對液體分布器的探究多集中在均勻布液方面,Hu等[9]借助不均勻系數(shù)與流量、孔徑之間的關(guān)系,研究了水平管降膜蒸發(fā)器的布液均勻性;Gandhi等[10]利用數(shù)值模擬探究管數(shù)、管心距、直徑及進(jìn)出口尺寸對不均勻性的影響;錢衛(wèi)忠等[11]通過試驗(yàn)和模擬討論直管管徑、管長、孔徑、孔間距和水壓對出流速度和流量的影響;孫磊等[12]利用正交回歸方法得到液位高度和孔間距的交互作用影響最大的結(jié)論。上述研究主要針對自由出流的二級液體分布器或者單級多孔直管的布液均勻性開展工作,很少涉及對淹沒流的多級管式液體分布器布液均勻性的研究。

液體分布器出流均勻度在不同領(lǐng)域有不同的評價方法。在化工領(lǐng)域,Moore等[13]提出作圖再計(jì)算的方法;Perry等[14]用作圖法評價均勻性;Spiegel[15]用實(shí)測方法進(jìn)行評價;Klemas等[16]介紹了傳質(zhì)數(shù)學(xué)模型來預(yù)測填料塔性能;Killat等[17]提出了填料塔液體分布器均勻性的簡單評價方法。在微灌系統(tǒng)中,采用國際上通用的評價指標(biāo)克里斯琴森均勻系數(shù)[18],還常用流量偏差率、工作水頭偏差率和制造偏差系數(shù)來表示均勻度[19]。目前,液體分布器質(zhì)量檢測和評價還沒有嚴(yán)格的定義,選擇合適的評價方法可以準(zhǔn)確分析其影響因素,提高均勻性。

液體分布器數(shù)值模擬屬于多相流范疇,其計(jì)算方法主要采用經(jīng)典的連續(xù)介質(zhì)力學(xué)方法。陳梓晨[20]采用歐拉-歐拉(Euler-Euler)多相流模型對生化反應(yīng)池流動特性進(jìn)行分析;Heggemann等[21]對孔板式液體分布器的自由表面使用流體體積(VOF)多相流模型模擬氣液兩相流過程中孔口對局部流量的影響;Zhang等[22]采用兩相流模型以及自由液面的均相流模型來模擬管內(nèi)流動,但多相流模型在交界面依然是單相流,無法直觀給出多相物質(zhì)的混合程度和濃度分布。

以實(shí)際工程項(xiàng)目新型污水處理工藝為背景,基于物質(zhì)傳輸模型建立淹沒流液體分布裝置的有限元分析方法,并對該新型污水反應(yīng)器進(jìn)行有限元模擬,在此基礎(chǔ)上,設(shè)計(jì)了一種變徑3級布水分布結(jié)構(gòu),采用克里斯琴森均勻系數(shù)對多級液體分布器各級布水均勻性進(jìn)行評價,應(yīng)用湍動強(qiáng)度對進(jìn)水600和800 s 2個時刻的外流場擾流程度進(jìn)行。

1 多級液體分布器流動特性試驗(yàn)

在某污水處理項(xiàng)目中,污水反應(yīng)池內(nèi)的流場擾動降低了污水處理效率。影響反應(yīng)池流場擾動強(qiáng)度的主要因素有兩個:第一,多級液體分布器出口流速,流速越大,擾動強(qiáng)度越大;第二,布水均勻性,布水越均勻,橫截面內(nèi)因污水濃度引起的濃度差擴(kuò)散越小,新進(jìn)水和已處理水沿反應(yīng)器高度方向上的分層效果越好。為了驗(yàn)證多級液體分布器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性,擬定試驗(yàn)方案如下。

新進(jìn)水和已處理水在離子種類和濃度上有著明顯的差異,因此,采用PCl-1080C型電極式氯離子在線檢測儀通過傳感器進(jìn)行濃度測定,技術(shù)指標(biāo)如表1所示,在污水反應(yīng)池中選取2個測試橫截面(圖1(a)),布置5個傳感器(圖1(b))。在進(jìn)水過程中,通過1#～5#傳感器反饋氯離子質(zhì)量濃度信號的時間差來判斷多級液體分布器的進(jìn)水均勻性。外流場的擾動強(qiáng)度與出孔流速有著很大的關(guān)系,因此,出孔流速必須穩(wěn)定在某一速度范圍內(nèi),換言之是水面抬升的速度穩(wěn)定在某一范圍內(nèi),即在同一高度橫截面處、同一進(jìn)水時刻下的氯離子質(zhì)量濃度差來判斷外流場均勻性。

圖1 氯離子測試儀器安裝位置Fig.1 Installation location for chloride ion measuring instrument

表1 PCL-1080C電極式氯離子在線檢測儀技術(shù)指標(biāo)

根據(jù)前期試驗(yàn)研究表明:孔口出口流速應(yīng)不大于0.5 m/s,不小于0.1 m/s,推薦平均管速為0.2～0.3 m/s。池體尺寸為8 300 mm×5 000 mm×4 750 mm,實(shí)際的進(jìn)水流量為100 m3/h,進(jìn)口管路尺寸為159 mm×4.5 mm,由于進(jìn)出口流速差異較大,故采用逐級降速、平衡壓力的方法達(dá)到均布流量的目的,同時使末級孔出口實(shí)現(xiàn)小阻力配水,達(dá)到外流場小擾流的目標(biāo)。因此,采用了3級布水器結(jié)構(gòu)(圖2(a))。由圖2(a)可知:污水反應(yīng)池為1級母管-2級區(qū)域主管-3級支管-孔的3級分布形式,分為6個區(qū)域模塊,每個區(qū)域模塊規(guī)格相同,2級區(qū)域主管的管徑為114 mm×4.5 mm,3級支管的管徑為45 mm×3.5 mm,母管和區(qū)域主管采用等間距、等管徑開孔形式,3級支管采用等間距、變管徑向下開90°單排孔,詳細(xì)管道編號如圖2(b)所示。

圖2 污水反應(yīng)池結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Structural schematic of sewage reaction pool

2 有限元分析方法

在上述試驗(yàn)方法中,無法直接獲得污水反應(yīng)池流場擾動情況;同時,為了節(jié)約多級液體分布器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)成本,需要建立污水反應(yīng)池進(jìn)水過程有限元仿真計(jì)算方法。因進(jìn)水過程中涉及氣-液-固三相流動,同時要計(jì)算新進(jìn)水和已處理水的混合程度,因此需要考慮兩種水的擴(kuò)散作用。

由于布水器進(jìn)口流速較大,其雷諾數(shù)為246 535.394;同時,污水池外流場存在淹沒射流的流動特性,因此,采用由湍動能(k)輸運(yùn)方程式(1)及其耗散率(ε)輸運(yùn)方程式(2)組成的氣體流動控制方程(標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程)方法模擬液相間的湍流。

(1)

(2)

式中:ρ為兩相密度的算術(shù)平均值,kg/m3;k為湍動能;ui為時均速度,m/s;xi、xj分別為坐標(biāo)分量;μ為動力黏性系數(shù);t為時間,s;Gk為平均速度梯度所產(chǎn)生的湍動能,m2/s2;Gb為浮力所產(chǎn)生的湍動能,m2/s2;ε為湍動能耗散率;σk和σε分別為k和ε的普朗特準(zhǔn)數(shù),σk=1.0,σε=1.3;C1ε、C2ε和C3ε為常數(shù),C1ε=1.44,C2ε=1.92,C3ε=1.20;μt為湍流黏度,Pa·s。

μt計(jì)算式如式(3)所示。

(3)

式中:Cμ為常數(shù),Cμ=0.09。

物質(zhì)傳輸模型可以通過求解描述每種組成物質(zhì)的對流、擴(kuò)散的守恒方程來模擬混合和輸運(yùn),通過第i種物質(zhì)的對流擴(kuò)散方程預(yù)估每種物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)(Yi)。守恒方程和湍流中的質(zhì)量擴(kuò)散方程如式(4)—(6)所示。

(4)

Ji=-(Dm,i+Dt)ρYi

(5)

(6)

式中:v為流速矢量;S為污染物源項(xiàng);Ji為第i種物質(zhì)的擴(kuò)散通量,由濃度梯度產(chǎn)生;Dm,i為混合物中第i種物質(zhì)的擴(kuò)散系數(shù);vt為湍動黏度系數(shù);Dt為湍流擴(kuò)散系數(shù);Sct是湍流施密特?cái)?shù)。

建立污水反應(yīng)器1∶1模型,劃分非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格(圖3),反應(yīng)池頂部采用壓力出口邊界條件,多級液體分布器進(jìn)口采用速度進(jìn)口邊界條件,進(jìn)口速度為1.57 m/s。采用組分運(yùn)輸模型,利用物質(zhì)傳遞及全擴(kuò)散算法進(jìn)行瞬態(tài)模擬,直觀了解各個時間點(diǎn)新進(jìn)水混合分布情況。考慮到污水中存在較多污染物,故選擇擴(kuò)散方式:進(jìn)口擴(kuò)散、擴(kuò)散穩(wěn)定能量來源以及多組分污染物完全擴(kuò)散。根據(jù)實(shí)際已處理水、新進(jìn)水、空氣的初始濃度大小,設(shè)置主項(xiàng)為舊水、第二相為新進(jìn)水、第三相為空氣,進(jìn)口處新進(jìn)水比例為1(1表示進(jìn)入的全部為新進(jìn)水),壁面為無滑移邊界。選用壓力速度耦合求解器,二階迎風(fēng)的離散化格式,壓力松弛因子為0.7、動量松弛因子為0.3,其余采用默認(rèn)值,初始已處理水液位高度為4 600 mm,設(shè)置800和1 600 mm 2個水平監(jiān)測平面,監(jiān)測進(jìn)水過程中新進(jìn)水濃度的變化。新進(jìn)水、已處理水和空氣的物性參數(shù)如表2所示。

圖3 污水反應(yīng)器網(wǎng)格模型(m)Fig.3 Grid model of sewage reactor (m)

表2 物性參數(shù)

3 污水反應(yīng)器評價指標(biāo)

在多孔流體分布系統(tǒng)中,由于流體在流經(jīng)孔口的過程中不斷地進(jìn)行流體質(zhì)量的重新分配,反映在宏觀方面就是流量的變化,因此利用克里斯琴森系數(shù)作為均勻度的評價指標(biāo),其計(jì)算式如式(7)—(9)所示。此外,外流場的擾動程度常用湍動強(qiáng)度作為評價指標(biāo),其計(jì)算式如式(10)和(11)所示。

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

4 結(jié)果與討論

4.1 試驗(yàn)結(jié)果與分析

在測試過程時,標(biāo)定已處理水氯離子質(zhì)量濃度為442.5 mg/L和新進(jìn)水氯離子質(zhì)量濃度為542.5 mg/L作為測試標(biāo)準(zhǔn)值。在進(jìn)水1 h過程中,在800和1 600 mm 2個平面處分別選取6個特征進(jìn)水時刻,記錄1#～5#傳感器氯離子質(zhì)量濃度,并依據(jù)式(12)和(13)計(jì)算其平均值和最大平均相對偏差,結(jié)果分別如表3和4所示。由表3和4可以看出:在2個測試平面中,同一進(jìn)水時刻下5個傳感器反饋的氯離子質(zhì)量濃度最大平均偏差為1.97%,即偏差較小,說明流場達(dá)到穩(wěn)定后,外流場沿水池高度方向的流速在同一平面內(nèi)比較接近,故認(rèn)為此結(jié)構(gòu)尺寸下外流場穩(wěn)定性高,流場分布均勻。

(12)

表3 800 mm處平面氯離子質(zhì)量濃度偏差分析

表4 1 600 mm處平面氯離子質(zhì)量濃度偏差分析

(13)

圖4為800和1 600 mm測試平面的平均氯離子質(zhì)量濃度隨進(jìn)水時間的變化曲線。由圖4可以看出:2個測試平面新進(jìn)水氯離子質(zhì)量濃度-時間曲線試驗(yàn)測量值變化趨勢一致。在前期進(jìn)水過程中,新進(jìn)水先到達(dá)池底并與已處理水混合,隨著池底新進(jìn)水?dāng)U散達(dá)到穩(wěn)定,池內(nèi)已處理水層平緩抬升;隨著進(jìn)水時間的延長,池內(nèi)新進(jìn)水流量增大,新進(jìn)水與已處理水混合段擴(kuò)大,新進(jìn)水濃度增大,氯離子質(zhì)量濃度變化速度較快;后期新進(jìn)水在池內(nèi)占比較大,隨著進(jìn)水時間的延長,氯離子質(zhì)量濃度變化速度較慢。

圖4 測試面平均氯離子質(zhì)量濃度隨進(jìn)水時間的變化曲線Fig.4 Change curves of mean chloride ion mass concentration on the testing surface changing with the time of water inflow

4.2 有限元模型正確性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所建立的淹沒流液體分布裝置有限元分析方法的正確性,將上述模型2個測試平面處的新進(jìn)水濃度-時間變化曲線數(shù)值模擬值與試驗(yàn)測量值進(jìn)行對比,結(jié)果如圖5所示。由圖5可以看出:在進(jìn)水前期,與數(shù)值模擬相比,試驗(yàn)中新進(jìn)水達(dá)到相同濃度所需時間較短,這是因?yàn)閿?shù)值模擬中初始時刻的池內(nèi)已處理水濃度完全一致;而在進(jìn)水后期,與數(shù)值模擬相比,試驗(yàn)中新進(jìn)水達(dá)到相同濃度所需時間較長,這是因?yàn)槟M計(jì)算過程中流體的溢出液位高于實(shí)際情況,導(dǎo)致底部靜水壓力增大,即多級液體分布器孔口阻力較大,引起進(jìn)水時間延長。但新進(jìn)水濃度-時間曲線的數(shù)值模擬計(jì)算值與試驗(yàn)值變化趨勢一致,初步驗(yàn)證了物質(zhì)傳輸模型的正確性。

圖5 測試平面內(nèi)新進(jìn)水濃度時間曲線計(jì)算值與試驗(yàn)值的對比Fig.5 Comparison between the calculated and tested values of the new influent concentration time curve in the test plane

將試驗(yàn)所得氯離子質(zhì)量濃度與模擬所得新進(jìn)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行換算,對同一平面處、新進(jìn)水達(dá)到同一質(zhì)量分?jǐn)?shù)的進(jìn)水時刻下的試驗(yàn)值與模擬值進(jìn)行對比,結(jié)果如表5所示。由表5可以看出:在800 mm測試平面處,新進(jìn)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別達(dá)到5%和50%時,試驗(yàn)與模擬的進(jìn)水時間誤差分別為11.3%和13.5%;在1 600 mm測試平面處,新進(jìn)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別達(dá)到5%和50%時,試驗(yàn)與模擬的進(jìn)水時間誤差分別為32.1%和5.8%,這是由于800與1 600 mm平面處,初始進(jìn)水時刻的已處理水氯離子質(zhì)量濃度不一致,池內(nèi)出現(xiàn)了分層現(xiàn)象,進(jìn)而導(dǎo)致局部濃度呈梯度分布,導(dǎo)致上層不同高度平面處氯離子質(zhì)量濃度的試驗(yàn)與模擬結(jié)果存在誤差。開始進(jìn)水的前1 200 s左右為800 mm平面處已處理水層的抬升過程,后期才出現(xiàn)新進(jìn)水和已處理水混合,故累計(jì)誤差較大。其他各項(xiàng)誤差均小于20%時,表明有限元方法的準(zhǔn)確性。

表5 測試平面新進(jìn)水濃度達(dá)到5%、50%時試驗(yàn)和模擬所對應(yīng)的進(jìn)水時刻

根據(jù)以上對比發(fā)現(xiàn):試驗(yàn)過程中,初始時刻的舊水因密度不同出現(xiàn)分層現(xiàn)象,故在數(shù)值模擬中對舊水密度進(jìn)行重新設(shè)定,設(shè)定6種不同高度下、不同密度的舊水狀態(tài),分別定義舊水-1、舊水-2、舊水-3、舊水-4、舊水-5、舊水-6(圖6)。采用第2節(jié)建立的有限元分析方法,對進(jìn)水1 h過程進(jìn)行瞬態(tài)模擬,同時,監(jiān)測2個測試平面處的舊水質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化(圖7),以減少和試驗(yàn)測定結(jié)果之間的累計(jì)誤差。

圖6 密度分層設(shè)置示意圖Fig.6 Schematic diagram of density stratification

圖7 測試平面進(jìn)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)-時間曲線Fig.7 Influent mass fraction-time curves on testing surface

依據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù),將新進(jìn)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%時作為突變點(diǎn),對突變點(diǎn)時新舊水混合密度與氯離子含量按比例進(jìn)行換算,分析2個測試平面處新舊水質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別達(dá)到5%和50%的進(jìn)水時間變化,對試驗(yàn)值與模擬值進(jìn)行誤差分析,結(jié)果如表6所示。由表6可以看出:各誤差均有所降低,在1 600 mm測試平面處誤差明顯減少,驗(yàn)證了試驗(yàn)過程中初始液體存在分層現(xiàn)象,且分層密度對其誤差影響較大;此外,采用物質(zhì)傳輸模型有限元方法,得到同一測試平面處新進(jìn)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%和50%時的進(jìn)水時刻,模擬與試驗(yàn)結(jié)果對比誤差最大為15.82%,進(jìn)一步證明了有限元計(jì)算新型污水反應(yīng)器外流場動力學(xué)特性的方法是可行的。

表6 模擬值與試驗(yàn)值誤差分析

4.3 進(jìn)水過程有限元結(jié)果分析

對于多級液體分布器來說,次級進(jìn)口的流速和流量變化是對上級出流效果最直觀地體現(xiàn),為了確定各級管路出流特性,繪制管路管口出流速度和流量折線圖,結(jié)果如圖8所示,圖8中管路編號根據(jù)圖2(b)命名。采用克里斯琴森系數(shù)對各級管路無區(qū)域分類結(jié)果計(jì)算均勻度,結(jié)果如表7所示。由圖8(a)可以看出:主管位置區(qū)域1、2處出流量較大,主管位置區(qū)域5、6處出流量較少,平均流量偏差為1.830 m3/h,上級母管分流均勻程度達(dá)到89.7%,表明等間距、等徑排布可行。由圖8(b)和8(c)可以看出:主管位置區(qū)域1、2處前2根支管獲得的流量較少,因?yàn)榇颂幜黧w由主管向兩側(cè)90°支管分流,局部損失較大,流體更傾向于向下游流動,平均流量偏差為0.036 m3/h,上級主管分流均勻程度達(dá)到95.6%,表明等間距、等徑排布可行。因矩形反應(yīng)池對稱區(qū)域內(nèi)分布一致,主管位置區(qū)域1、3、5處各支管出流分布如圖8(d)和8(e)所示。由圖8(d)和8(e)可以看出:各孔流速隨進(jìn)水流向逐漸減小,但位于流向末端的孔流量與入口處的孔流量基本一致,出水流量偏差為0.011 m3/h,此時,多級液體分布器總體克里斯琴森均勻系數(shù)達(dá)89.1%,表明等間距、變孔徑排布可行。

圖8 各管路出流速度和流量分布Fig.8 Outflow velocity and flow distribution of each pipeline

表7 多級液體分布器3級管路出流均勻度

在瞬態(tài)進(jìn)水1 h過程中,新進(jìn)水、舊水質(zhì)量分?jǐn)?shù)-時間分布情況如圖9所示。在進(jìn)水600 s時,反應(yīng)池內(nèi)新進(jìn)水和已處理水混合程度趨于穩(wěn)定狀態(tài),所以對600和800 s流場進(jìn)行湍動強(qiáng)度分析。沿多級液體分布器高度方向等間距建立10個橫截面(圖10),讀取10個橫截面內(nèi)的速度,從而根據(jù)式(10)和(11)計(jì)算得到反應(yīng)池內(nèi)流場的湍動強(qiáng)度(表8)。由表8可以看出:在進(jìn)水600 s時,反應(yīng)池內(nèi)部流場湍動強(qiáng)度為1.433 6%;在進(jìn)水800 s時,反應(yīng)池內(nèi)的流場湍動強(qiáng)度為0.850 2%。依據(jù)湍流強(qiáng)度不高于1%屬于低湍流,湍流強(qiáng)度不低于10%為高湍流這一經(jīng)驗(yàn)理論,確認(rèn)上述有限元模型模擬結(jié)果為低湍動強(qiáng)度,進(jìn)一步證明了多級液體分布器的反應(yīng)池內(nèi)外流場擾動比較小,滿足本工藝對污水反應(yīng)池外流場小擾動的要求。

圖9 新進(jìn)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)-時間變化分布云圖Fig.9 Cloud image of new influent water mass fraction-time distribution

圖10 反應(yīng)器湍流強(qiáng)度數(shù)據(jù)提取示意圖Fig.10 Schematic diagram for extracting turbulence intensity data in reactor

表8 在不同進(jìn)水時間的污水反應(yīng)池湍動強(qiáng)度

5 結(jié)論

采用試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算的手段,對淹沒流狀態(tài)下,等間距、變孔徑多級液體分布器結(jié)構(gòu)的布水均勻性和外流場擾動特性進(jìn)行了研究,得到以下結(jié)論。

1)建立了基于物質(zhì)傳輸模型的淹沒流多級液體分布器結(jié)構(gòu)的有限元分析方法,與現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比,最大誤差為15.82%,驗(yàn)證了有限元方法的可靠性。

2)設(shè)計(jì)了一種等間距、變孔徑的3級布水分布結(jié)構(gòu),該多級液體分布器的克里斯琴森均勻系數(shù)達(dá)到89.1%,反應(yīng)池內(nèi)的流場湍動強(qiáng)度為0.850 2%,滿足工程應(yīng)用需求。