厌氧消化技术是目前国内外广泛应用的一种污泥稳定化技术,不仅有良好的污泥减量效果,而且还具有运行费用低,能源效益高等优点^[1,2] 。但是国内已建成的污泥厌氧消化项目在运行中经常会出现物料混合不均而产生分层,长期运行后出现浮渣结壳等现象。此外,反应器内传质传热困难,搅拌效果差、能耗高等新问题以及反应器在实际运行过程中的流场分布及其混合效果对厌氧消化过程的影响也引起了广泛关注^[3,4,5] 。

　　 污泥作为一种非牛顿流体,其流动的复杂性以及污泥的不透明性质,通常情况下无法精确、全面的获得污泥在厌氧消化反应器中的流动类型及其相关流动特性^[6] 。国内外研究人员采用间接测量的方法来对污泥反应器内的流场信息进行表征。水力停留时间分布(Residence Time Distribution,RDT)试验是广泛使用的一种间接测定技术之一,Terashima等^[7] 采用氯化锂溶液作为示踪剂,通过测量消化罐内不同位置的氯化锂浓度来判断消化污泥是否搅拌均匀。但该方法不能测量反应器内流场变化情况,也不能直观的观察反应器内死区大小及位置。毕峻玮等^[8] 认为在加温的情况下,温度场的分布受流场分布的影响很大,二者之间有很大关联性,并通过温度场的测试来推测流场的分布情况,但是这种方法也不能直观地获取流场信息。随着将计算流体力学(Computational Fluid Dynamics,CFD)技术的快速发展,科研人员通过计算机构建的虚拟试验平台对流体流动进行模拟分析。1999年,Karama等^[9] 对CFD技术在评价活性污泥反应器效率方面的应用进行了综述,总结了20世纪90年代的二沉池数值模拟研究的进展,通过与以往的氧化还原电位(Oxidation Reduction Potential,ORP)和停留时间分布(Residence Time distribution,RTD)试验数据相比较得到了CFD技术适合作为预测和改进二沉池流动状态工具的结论。近年来,CFD模拟技术在污泥厌氧消化反应器的研究设计中也得到广泛应用。Terashima等^[10] 结合污泥的流变特性发展了一个三维计算流体力学模型,并将其应用于分析实际厌氧消化池中的混合行为。Karim等^[11] 利用CFD方法模拟比较了平底消化池和锥形底消化池内不能充分混合区域占整个消化池体积的体积分数情况。Wu等^[12,13] 模拟了一个采用机械搅拌方式的带导流筒的蛋形消化罐中的联合厌氧消化工况,并用大涡模型(Large Eddy Simulation,LES)和其他12种湍流模型来评估不同的湍流闭合形式。研究发现RANS模型和标准k-ω效果最好。此外,研究人员还借助粒子图像测速技术(Particle Image Velocimetry,PIV)和激光多普勒测速仪技术(Laser Doppler Velocimetry,LDV)等现代化的直接测量手段对CFD模拟结果进行验证,结果表明选用的模拟能够准确预测相应流态下的流动情况,并将计算机模拟结果和实验测量数据对比,显示两者结果比较吻合^[14,15] 。

　　 本文从流变学角度出发,应用Fluent软件对4种不同流变性质的污泥在厌氧消化反应器内的搅拌过程进行模拟计算,得到反应器内的黏度分布及变化情况。并针对搅拌过程中存在的问题提出了优化方案。

　　 试验中的剩余污泥取自北京某污水处理厂,在离心转速5 000r/min、离心力2 542g、离心时间10min的条件下,通过离心脱水获得不同含水率的污泥样品,获得4组污泥的含水率分别为:94%、95%、96%、97%。

　　 101-3AB型电热鼓风干燥箱(天津市泰斯特仪器有限公司);SX₂-12-10型箱式电阻炉(天津市中环实验电炉有限公司);Haake Viscotester 550型旋转黏度计(德国Haake公司);DCY-0506型低温恒温槽(上海舜宇恒平科学仪器有限公司);AER-208型活性污泥呼吸仪(美国challenge公司);HC-3518型高速离心机(安徽中科中佳科学仪器有限公司);Sartrious BS223S型电子分析天平(德国Sartrious公司)。

　　 污泥的含水率等基本指标依据《水和废水监测分析方法》(第4版)进行测定。污泥样品的流变特性采用Haake Viscotester 550型旋转黏度计进行测量,通过DCY-0506型低温恒温槽将测量温度控制在恒温(25±0.1)℃范围内进行测量,剪切速率设置为从2.7~300.1s^-1递增,通过计算机软件平台收集并记录测量数据结果,得到该剪切速率范围内样品流变参数的变化情况。

　　 本次计算不考虑温度及传热等因素,故不讨论能量守恒方程。主要对质量和动量守恒方程,即Navier-Stokes方程组进行求解。

　　 质量守恒方程:

　　 动量守恒方程:

　　 标准k-ω模型:

　　 式中ρ———液体的密度,kg/m³;

　　 U_i———流体速度,m/s;

　　 p———静压力,N;

　　 ———应力张量;

　　 ρg_i———i方向的重力分量,N;

　　 ε=C_Dk^3/2/l;μt=c_μρk²/ε。C₁,C₂,C₃分别为常数;G_k为由于平均速度梯度造成的湍流动能产生率;G_b为由于浮力造成的湍流动能产生率;σ_k,σ_ε分别为k和ε的湍流普朗特数。模型参数采用经验值:c_u=0.09;c₁=1.44;c₂=0.92;σ_k=1.0;c_ε=1.3。

　　 本文采用Fluent软件对反应器内流场进行模拟,将反应器内流体区域简化为直径350mm,高度400mm的圆柱体,罐内流体和桨叶通过布尔运算得到的计算域及其具体尺寸如图1所示。

　　 采用多重参考系法(MRF)处理动静区域的交互作用关系,并使用稳态的隐式分离方法进行数值计算。对流体搅拌桨区采用非结构化网格进行网格划分,同时进行加密处理来增加计算精度,搅拌桨得网格划分如图2所示。反应器壁面、搅拌轴以及搅拌桨等处壁面均采用无滑移壁面边界,上表面为自由滑移液面。

　　 在恒温(25±0.1)℃条件下,采用旋转黏度计对含水率为94%、95%、96%、97%的剩余污泥和纯水的表观黏度及剪切应力随剪切速率的变化规律进行测定。根据测量结果,绘制这五组试验样品的流变曲线如图3、图4所示。

　　 图3、图4显示随着剪切速率的增大,污泥的剪切应力随之增加,表观黏度呈下降趋势,且不同含水率污泥均表现出明显的剪切稀化以及假塑性流体特性。随着含水率的降低,污泥的表观黏度随剪切速率变化的程度增加,也就是表明随含水率的降低,污泥剪切稀化的程度加剧,表现出了更强的假塑性流体特征。由于污泥构成复杂,其中含有大量的相互缠绕的长链分子,在静止状态下,这些流体物质以极不规则的状态存在,使得污泥具有相当高的内部阻力(即很高的黏度)阻碍其流动;剪切作用开始后,对污泥中的分子产生解缠绕、拉伸和取向作用,使得污泥黏度在剪切作用下急剧下降。当剪切速率大于某一特定临界点后,黏度值将趋于很小值并且其下降速率会越来越缓慢,出现此现象是由于随着剪切作用不断增大,污泥中的大部分物质都逐渐达到了最佳取向位置,污泥的黏度基本不再变化,趋于极限黏度^[16]。

　　 流变方程采用数学表达式的方法对流变参数进行量化表达,广泛用于流体的流变行为特征的描述。常见的非牛顿流体模型有Ostwald de Vaele模型、Bingham模型、Herschel-Bulkley模型、Sisko模型、Cross模型、Casson模型和Carreau模型等。各流变方程对含水率为96%的污泥流变数据拟合后的结果如表1所示。

　　 表1显示,在7种非牛顿流体基本模型中,Carreau模型和Cross模型的拟合度较高,R²达到0.999以上,本文拟采用Carreau模型来描述反应器内的污泥流变性质,进行CFD模拟计算。

　　 作为一种具有剪切稀化性质的假塑性流体,污泥的表观黏度随着剪切速率的变化而发生改变。在混合搅拌强烈的区域,随着桨叶作用力的增大剪切速率随之增大,根据污泥的剪切性质,这些区域的污泥表观黏度也随着降低,流动性增强。而对于受到桨叶作用力较小的外部区域,流体受到的剪切速率很小,表观黏度很大,相应的流体流动性较差,甚至处于停滞状态。由于非牛顿流体的这种剪切稀化特性,在搅拌反应器周围形成了较高湍动的充分混合区,其外部则包围着停滞或缓慢的流动区。

　　 在污泥含水率为96%,搅拌转速为N=3rad/s条件下,对厌氧消化反应器内的污泥黏度分布进行模拟计算。截取污泥厌氧消化反应器XZ平面的黏度分布如图5所示,搅拌桨叶附近区域的黏度值较小,随着径向不断增大,靠近壁面处污泥黏度最大。在斜叶桨搅拌过程中产生的轴向力作用下,搅拌桨叶上方区域混合程度较好,黏度值较低。但是在最底层桨叶至罐底部分,在重力沉降和底部反应器的推流作用下,污泥黏度逐渐增大并达到罐体内黏度最大值。

　　 分别选取反应器内高度Z为0.00m、0.05m、0.08m、0.10 m、0.21 m、0.25 m、0.30 m、0.32 m处的污泥表观黏度截面,如图6所示。

　　 图6显示,在反应器底部区域(Z=0.00 m,Z=0.05m,Z=0.08 m)靠近轴心部位污泥表观黏度较大,在桨叶边缘下方达到最大,并在径向离心力的作用下黏度沿径向降低。而搅拌桨所在区域截面(Z=0.10m,Z=0.25 m)污泥表观黏度值较小且分布均匀,说明此区域混合较为均匀且污泥在剪切稀化后黏度保持在较小黏度范围内。在双层桨叶中间区域(Z=0.21m流体受到上下两层搅拌桨的径向和轴向作用力的共同作用,黏度分布均匀,混合搅拌效果较好。而在反应器顶部区域(Z=0.30m,Z=0.32 m)在上层桨叶的搅拌混合作用下,以及重力作用下上层污泥的含水率较高,较为接近牛顿流体,因此黏度值低于其他区域。

　　 为了提高反应器底部区域的混合搅拌效果,拟采用弯叶涡轮桨叶(曲率半径为0.12 m)代替反应器下层斜叶桨。在污泥含水率为96%,搅拌转速为N=3rad/s条件下,两种桨叶组合形式在距反应器底部0.05m处横截面的速度分布模拟计算结果如图7所示。

　　 从图7中可以看出,采用组合桨后反应器底部(Z=0.05m)的平均速度大小比上下层均采用斜叶桨时要高,靠近轴心(X=0.00m)附近以及搅拌桨附近的流体速度提高近一倍。由于组合桨下桨叶采用弯叶涡轮桨叶,搅拌过程中在桨叶附近产生负压,使底部流体吸入到叶轮区域使轴向速度提高,减少底部污泥淤积区域,改善混合流动性能。通过计算得到不同桨叶组合形式的泵送效率,计算结果如表2所示,组合桨叶的排液能力大于单一斜叶桨,排出流量准数相对提高29.4%,泵送效率相对提高25.3%。

　　 通过对不同流变性质的污泥在污泥厌氧消化反应器内的搅拌混合情况进行CFD模拟计算,并对不同工况下反应器内污泥黏度分布进行了比较分析,得出以下结论:

　　 (1)污泥是典型的假塑性非牛顿流体,其黏度随着剪切速率的增加而下降。当剪切速率达到一定值后,污泥表观黏度逐渐趋于稳定,达到极限黏度。

　　 (2)搅拌桨叶附近区域的黏度值较小,在靠近反应器壁面和反应器底部区域,污泥黏度逐渐增大。由于非牛顿流体的这种剪切稀化特性,在搅拌反应器周围形成了强烈混合的洞穴区,其外部则包围着停滞或缓慢的流动区。

　　 (3)采用组合桨的搅拌方式代替单一斜叶桨进行搅拌,排出流量准数相对提高29.4%,泵送效率相对提高25.3%。有利于消除反应器底部区域的的流动较差的问题,防止底部污泥淤积。