尹偉齊，曹秀芹，趙振東

(北京建筑大學(xué) 環(huán)境與能源工程學(xué)院 城市雨水系統(tǒng)與水環(huán)境省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100044)

槳葉安裝角度對(duì)反應(yīng)器內(nèi)混合特性影響的模擬分析

尹偉齊，曹秀芹，趙振東

(北京建筑大學(xué) 環(huán)境與能源工程學(xué)院 城市雨水系統(tǒng)與水環(huán)境省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100044)

借助計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)技術(shù)對(duì)槳葉安裝角度為30°，45°和60°的污泥厭氧消化反應(yīng)器進(jìn)行數(shù)值模擬，研究結(jié)果表明：反應(yīng)器內(nèi)最大速度出現(xiàn)在攪拌槳葉末端，攪拌軸處及其兩側(cè)速度幾乎為零，形成死區(qū). 湍流黏度的最大值均出現(xiàn)在攪拌軸上部左右兩側(cè)的區(qū)域，攪拌槳葉區(qū)域的湍流黏度較小. 湍動(dòng)能的最大值出現(xiàn)在槳葉末端附近，并向中心逐漸遞減，且隨著安裝角度增大，湍動(dòng)能的分布更加廣泛和均勻，三種反應(yīng)器的湍動(dòng)能耗散主要集中在槳葉區(qū)和槽壁區(qū)域，安裝角度越大，在槳葉區(qū)和槽壁區(qū)域的耗散就越大，不利于反應(yīng)器內(nèi)能量的傳遞. 槳葉安裝角度越大，其攪拌功率越小，安裝角度每增加5°，功率降低約1%.

厭氧消化； 槳葉安裝角度； CFD模擬； 攪拌混合； 攪拌功率

厭氧消化處理是對(duì)剩余污泥進(jìn)行穩(wěn)定化、減量化和資源化的一種處理方法[1]，得到了主張污泥回收再利用的歐美發(fā)達(dá)國(guó)家的關(guān)注，并成為污泥處理處置的主流技術(shù)之一[2]. 攪拌過(guò)程是污泥生物處理過(guò)程的重要環(huán)節(jié)[3]，其主要作用是提供所需的機(jī)械能以及合適的流動(dòng)形式，以達(dá)到促進(jìn)污泥與菌種混合均勻、促進(jìn)傳質(zhì)傳熱的均勻性和防止污泥的結(jié)團(tuán)等. 流體是反應(yīng)器中物質(zhì)和能量傳遞的主要載體，僅依靠經(jīng)驗(yàn)公式設(shè)計(jì)出的反應(yīng)器無(wú)法對(duì)其水力特性進(jìn)行精確的預(yù)測(cè)，從而制約著反應(yīng)器的處理效果[4]. 污泥作為一種不透明的非牛頓流體，通常情況下無(wú)法全面地獲得厭氧消化反應(yīng)器中的流動(dòng)類(lèi)型及流動(dòng)特性. 計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)技術(shù)已證明在流體力學(xué)特征上是一種非常有力的工具[5].

曹喬喬等[6]利用Ansys CFX軟件對(duì)自吸式龍卷流型攪拌槽內(nèi)的氣、液、固三相混合特性進(jìn)行了研究，并與標(biāo)準(zhǔn)攪拌槽進(jìn)行對(duì)比，得出自吸式龍卷流型攪拌槽有利于物料之間的充分接觸與混合，節(jié)能效果明顯. 羅宇笛等[7]采用Fluent對(duì)50L全自動(dòng)發(fā)酵罐內(nèi)不同槳葉組合的攪拌效果進(jìn)行氣液兩相模擬，以此優(yōu)化出一種攪拌效果較好的槳型組合，并與原始組合比較，混合效果提高1.1倍. 武光霞[8]對(duì)不同槳葉渦輪式攪拌器進(jìn)行數(shù)值模擬，并對(duì)直斜葉交替組合攪拌器和上直葉下斜葉組合攪拌器進(jìn)行對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)直斜葉交替組合攪拌器在兩槳之間區(qū)域的攪拌得到加強(qiáng)，混合較好，整體攪拌效果有所改善. Uluaga等[9]用CFD技術(shù)模擬了厭氧膜生物反應(yīng)器,結(jié)果表明，該厭氧膜生物反應(yīng)器具有較好的混合效果和該厭氧生物膜呈現(xiàn)出較高的剪切應(yīng)力. Azargoshasb等[10]結(jié)合厭氧發(fā)酵產(chǎn)酸的平衡方程，對(duì)連續(xù)攪拌反應(yīng)器內(nèi)的產(chǎn)甲烷反應(yīng)進(jìn)行了氣、液、固的CFD模擬，仿真模擬結(jié)果表明，反應(yīng)器的揮發(fā)性脂肪酸的降解效率和模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合得很好，尤其在低濃度進(jìn)水揮發(fā)性有機(jī)酸時(shí)，模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合得更好. ZMurthy等[11]運(yùn)用CFD技術(shù)模擬了氣- 液- 固三相流，研究不同槳徑、轉(zhuǎn)速、含固率等條件的固體懸浮的臨界轉(zhuǎn)速，通過(guò)與實(shí)驗(yàn)對(duì)比，表明CFD技術(shù)能夠?qū)α黧w力學(xué)特性進(jìn)行準(zhǔn)確地描述. 項(xiàng)目組前期已經(jīng)借助CFD技術(shù)對(duì)消化反應(yīng)器混合效果及能耗進(jìn)行模擬分析，并通過(guò)了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證確定180 r/min的轉(zhuǎn)速為反應(yīng)器攪拌混合均勻的最佳轉(zhuǎn)速,且采用CFD技術(shù)對(duì)槳葉類(lèi)型及結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行了優(yōu)化研究[12].

因此，在項(xiàng)目組前期模擬和實(shí)驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，采用Ansys 15.0軟件對(duì)不同安裝角度的攪拌槳葉的厭氧消化反應(yīng)器進(jìn)行模擬，重點(diǎn)結(jié)合速度場(chǎng)等方面對(duì)反應(yīng)器的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行分析.

1 計(jì)算模型

1.1 控制方程

1.1.1 質(zhì)量守恒方程

質(zhì)量守恒方程也叫連續(xù)性方程，任何流動(dòng)問(wèn)題都應(yīng)該滿(mǎn)足質(zhì)量守恒定律，按照質(zhì)量守恒定律，單位時(shí)間內(nèi)流出控制體的流體凈質(zhì)量之和應(yīng)等于相同時(shí)間間隔控制體內(nèi)因密度變化而減少的質(zhì)量，所以質(zhì)量守恒方程的微分形式為：

(1)

式中：μx,μy,μz分別表示X，Y，Z軸三個(gè)方向的速度分量；t為時(shí)間;ρ為流體密度.

1.1.2 動(dòng)量守恒方程

動(dòng)量方程的本質(zhì)滿(mǎn)足牛頓第二定律:對(duì)于一給定的流體微元，其動(dòng)量對(duì)時(shí)間的變化率等于外界作用在該微元體上的各種力之和，因此動(dòng)量守恒方程的微分形式為：

(2)

式中:μi，μj分別表示流體沿i,j方向的速度；xi，xj為流體沿i,j方向的位移；t為時(shí)間；ρ為流體密度；p為流體微元體上的壓強(qiáng)；fi為i方向的單位質(zhì)量力.

1.2 湍流模型

用最基本的兩參數(shù)標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型處理湍流效應(yīng)，湍動(dòng)能κ和湍動(dòng)能耗散率ε的通用方程表達(dá)式為：

(3)

式中：ρm表示混合物的密度；vm表示相平均速度；Sφ表示相應(yīng)的源項(xiàng)，湍流黏度μtm的表達(dá)式為：

μtm=cμρmk2/ε

(4)

1.3 幾何模型

圖1是實(shí)驗(yàn)裝置厭氧消化反應(yīng)器的示意圖，反應(yīng)器罐口直徑D1為230mm,反應(yīng)器直徑D2為340mm,反應(yīng)器的高度H1為440mm，液位高度300mm，槳葉安裝高度(距反應(yīng)器底部)100mm，槳葉長(zhǎng)度90mm,槳葉寬度80mm.

圖1中，1—恒溫水浴加熱裝置；2—出料口及閥門(mén)；3—攪拌槳葉；4—攪拌桿；5—反應(yīng)器罐體；6—電動(dòng)機(jī)座墊；7—電動(dòng)機(jī)；8—進(jìn)料口及閥門(mén)；9—?dú)怏w收集裝置；10—恒溫水浴加熱裝置內(nèi)的支撐桿.

圖2表示攪拌槳葉安裝角度為30°，45°和60°的反應(yīng)器幾何模型示意圖，定義槳葉安裝角度α如圖2(d)中所示.

1.4 模擬物系

污泥在厭氧消化反應(yīng)器內(nèi)混合及發(fā)酵過(guò)程中，產(chǎn)生的氣體相對(duì)于污泥混合液的量較少，對(duì)污泥流體的擾動(dòng)相對(duì)于攪拌設(shè)備的混合作用很小，因此在本研究的CFD模擬過(guò)程中予以簡(jiǎn)化. 該樣品取自北京某污水處理廠的剩余污泥，污泥混合液的密度為1 050kg/m3，pH為6.75，有機(jī)物含量為2 780mg/L,氨氮為195.90mg/L,總固體含量為4.12g/L. 初始狀態(tài)污泥會(huì)有一部分沉淀在反應(yīng)器底部，當(dāng)槳葉轉(zhuǎn)動(dòng)后會(huì)懸浮起來(lái)充滿(mǎn)整個(gè)反應(yīng)器.

2 CFD模擬

2.1 模擬方法

湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)的κ-ε模型. 計(jì)算域的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)部分采用多重參考系法(MultiReferenceFrame,MRF)[13-15]進(jìn)行處理，通過(guò)交界面進(jìn)行質(zhì)量、動(dòng)量和能量的傳遞，用Scalable壁面函數(shù)對(duì)邊界層進(jìn)行處理. 采用SIMPLE算法的半隱式方法求解控制方程，計(jì)算時(shí)采用固定時(shí)間步長(zhǎng)0.001s,連續(xù)性、速度場(chǎng)和湍流場(chǎng)殘差小于0.000 1，直至結(jié)果達(dá)到預(yù)期的收斂效果[16].

2.2 網(wǎng)格劃分

采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格對(duì)反應(yīng)器內(nèi)的計(jì)算域進(jìn)行劃分，并采用Inflation對(duì)安裝角度分別為30°,45°和60°的攪拌槳葉進(jìn)行網(wǎng)格局部細(xì)化，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示. 槳葉安裝角度為30°,45°和60°時(shí)，反應(yīng)器的網(wǎng)格劃分總節(jié)點(diǎn)數(shù)為195 964,195 687和195 525個(gè)，網(wǎng)格數(shù)量為213 845,213 509和213 141個(gè)，并采用OrthogondQuality對(duì)網(wǎng)格質(zhì)量進(jìn)行檢查，MeshMetric的最小值為0.19,0.16和0.17，均大于0.05且網(wǎng)格沒(méi)有出現(xiàn)負(fù)體積，因此網(wǎng)格可以接受.

2.3 邊界條件

將計(jì)算域分為動(dòng)、靜兩個(gè)區(qū)域，對(duì)攪拌槳葉、攪拌軸、定子區(qū)和轉(zhuǎn)子區(qū)分別設(shè)置. 內(nèi)部動(dòng)區(qū)域包括旋轉(zhuǎn)的攪拌槳葉，將動(dòng)區(qū)域內(nèi)的流體設(shè)為與攪拌槳相同的轉(zhuǎn)速進(jìn)行旋轉(zhuǎn)，外部靜區(qū)域包括反應(yīng)器壁，靜區(qū)域內(nèi)的流體看作是靜止的. 將攪拌軸和槳定義為動(dòng)邊界，將反應(yīng)器壁面定義為靜止壁面邊界條件.

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 速度場(chǎng)分析

槳葉安裝角度為30°,45°和60°的厭氧反應(yīng)器縱剖速度矢量圖如圖4所示. 模擬結(jié)果表明，槳葉排出的污泥流體在遇到反應(yīng)器壁后有向上和向下流動(dòng)的現(xiàn)象，槳葉區(qū)域內(nèi)有漩渦出現(xiàn)，反應(yīng)器內(nèi)污泥流體的運(yùn)動(dòng)既存在徑向流也存在軸向流. 三種安裝角度的反應(yīng)器內(nèi)最大速度均出現(xiàn)在攪拌槳葉末端，最大速度約為0.13m/s, 0.14m/s和0.15m/s，接近軸處的速度幾乎為零. 在消化反應(yīng)器底部和上部，污泥流體的速度偏低，這是因?yàn)樵谶@些區(qū)域受到攪拌槳葉的推動(dòng)力較小，污泥甚至在反應(yīng)器上部軸的兩側(cè)幾乎沒(méi)有運(yùn)動(dòng)，形成死區(qū)，直接影響反應(yīng)器內(nèi)污泥流體的混合效果，因此有必要對(duì)消化反應(yīng)器槳葉進(jìn)行優(yōu)化，提高攪拌混合性能，提升厭氧消化反應(yīng)效果.

3.2 湍流黏度

圖5表示攪拌槳葉安裝角度為30°,45°和60°時(shí)的湍流黏度. 研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)，湍流黏度的最大值均出現(xiàn)在攪拌軸上部左右兩側(cè)的區(qū)域，攪拌槳葉區(qū)域的湍流黏度較小，這是因?yàn)?，污泥作為一種非牛頓流體，在攪拌槳葉區(qū)域，湍動(dòng)能相對(duì)比較大，有利于污泥在槳葉區(qū)域混合均勻，而在攪拌軸上部左右兩側(cè)，湍流黏度達(dá)到最大值，污泥在此區(qū)域形成了死區(qū)，攪拌混合效果不理想.

3.3 湍動(dòng)能

30°,45°和60°三種槳葉安裝角度的反應(yīng)器在高25mm截面處的湍動(dòng)能如圖6所示. 結(jié)果表明，三種不同安裝角度的反應(yīng)器，其湍動(dòng)能均是分布在槳葉區(qū)域內(nèi)，且隨著安裝角度的增大，湍動(dòng)能分布愈加廣泛并均勻，這有利于底部污泥的懸浮，為污泥流體的徑向運(yùn)動(dòng)提供能量，促進(jìn)污泥在消化反應(yīng)器內(nèi)部混合均勻. 由于強(qiáng)烈的向心流，湍動(dòng)能的最大值出現(xiàn)在槳葉末端附近，并向中心逐漸遞減，湍動(dòng)能的最小值出現(xiàn)在槳葉區(qū)域底部和上部，該區(qū)域?yàn)樗绤^(qū).

3.4 湍動(dòng)能耗散

湍動(dòng)能耗散影響物料分布和混合狀況，對(duì)傳質(zhì)影響很大，因此對(duì)反應(yīng)器來(lái)說(shuō)湍動(dòng)能耗散非常重要[17]. 三種安裝角度的反應(yīng)器在高25mm截面處的湍動(dòng)能耗散如圖7所示. 模擬結(jié)果表明，三種反應(yīng)器的湍動(dòng)能耗散主要集中在槳葉區(qū)和槽壁區(qū)域，部分湍動(dòng)能耗散為分子內(nèi)能，這是由于污泥流體與槳葉、槽壁的撞擊過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生速度突變，并在附近出現(xiàn)漩渦現(xiàn)象，加劇能量的消耗，安裝角度越大，在槳葉區(qū)和槽壁區(qū)域的耗散就越大，不利于反應(yīng)器內(nèi)能量的傳遞，因此有必要在反應(yīng)器能量耗散方面進(jìn)一步改進(jìn)，提高反應(yīng)器內(nèi)部能量的傳遞效率.

3.5 功率計(jì)算

攪拌功率準(zhǔn)數(shù)表示機(jī)械攪拌所施加于單位體積被攪拌液體的外力與單位體積被攪拌液體的慣性力之比，可反應(yīng)功率消耗的情況，其表達(dá)式為：

NP=P/ρN3D5

(5)

式中：NP為攪拌功率準(zhǔn)數(shù)；P為攪拌功率，W；ρ為液體密度，kg/m3；N為攪拌轉(zhuǎn)速，r/min；D為攪拌槳葉直徑，m.

其中，攪拌功率P=2πMN. 采用Fluent15.0中的ForceReports,選擇Moments,計(jì)算得出三種不同安裝角度槳葉反應(yīng)器的扭矩如表1所示，從而計(jì)算得到三種不同安裝角度攪拌器的功率準(zhǔn)數(shù). 由表1得出，安裝角度越大，攪拌過(guò)程中所消耗的功率越小，有利于降低功率.

表1 不同槳葉安裝角度反應(yīng)器的功耗參數(shù)

3.6 功率與槳葉安裝角度的關(guān)系

計(jì)算不同攪拌槳葉安裝角度的反應(yīng)器功率，并對(duì)其進(jìn)行擬合，可以有效預(yù)測(cè)不同安裝角度下反應(yīng)器的功率消耗，及時(shí)對(duì)安裝角度進(jìn)行調(diào)整. 擬合結(jié)果如圖8所示，擬合度R2為0.992 8，擬合方程為：

W=-0.000 65·α+0.218 5

(6)

式中：W為攪拌功率；α為安裝角.

由功率和安裝角度的關(guān)系可以得出，隨著安裝角度的增大，攪拌過(guò)程中的能量消耗是逐漸減小的，安裝角度每增加5°，功率消耗降低約1%，有利于功耗的節(jié)約. 攪拌槳安裝角度的選擇，并不是越小越好，還應(yīng)結(jié)合實(shí)際工程的物料截面有效擾動(dòng)半徑、能耗、攪拌混合效果等方面綜合考慮.

4 結(jié)論

1) 污泥流體在反應(yīng)器內(nèi)有軸向流和縱向流，反應(yīng)器內(nèi)最大速度出現(xiàn)在槳葉末端，接近軸處的速度幾乎為零，形成死區(qū). 反應(yīng)器內(nèi)湍流粘度的最大值出現(xiàn)在攪拌軸上部左右兩側(cè)的區(qū)域，這是死區(qū)形成區(qū)域，攪拌混合效果不理想，攪拌槳葉區(qū)域的湍流粘度較小，有較好的攪拌混合效果.

2) 湍動(dòng)能隨著槳葉安裝角度的增大，分布愈加廣泛并均勻，有利于底部污泥的懸浮，為污泥的徑向運(yùn)動(dòng)提供能量，促進(jìn)污泥在反應(yīng)器內(nèi)部混合均勻. 湍動(dòng)能的最大值出現(xiàn)在槳葉末端附近，并向中心逐漸遞減. 湍動(dòng)能耗散主要集中在槳葉區(qū)和槽壁區(qū)域，安裝角度越大，在槳葉區(qū)和槽壁區(qū)域的耗散就越大，不利于反應(yīng)器內(nèi)能量的傳遞.

3) 槳葉安裝角度越大，攪拌功率越小，擬合得出攪拌功率和安裝角度的函數(shù)關(guān)系，有利于功率的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)，為消化反應(yīng)器安裝角度的調(diào)整提供依據(jù)，但安裝角度的選擇，還應(yīng)結(jié)合實(shí)際工程中的物料截面有效擾動(dòng)半徑、能耗、攪拌混合效果等方面綜合考慮.

[1] Yan Y Y, Chen H L, Xu W Y, et al. Enhancement of biochemical methane potential from excess sludge with low organic content by mild thermal pretreatment[J]. Biochemical Engineering Journal, 2013,70(2):127-134

[2] Kelessidis A, Stasinakis A S. Comparative study of the methods used for treatment and final disposal of sewage sludge in European countries[J]. Waste Management, 2012, 32(6): 1186-1195

[3] 韓丹，李龍，程云山，等.葉輪式攪拌器的研究進(jìn)展[J].合成橡膠工業(yè), 2005, 28(1):71-74

[4] 馮騫，薛朝霞，汪翙. 計(jì)算流體力學(xué)在水處理反應(yīng)器優(yōu)化設(shè)計(jì)運(yùn)行中的應(yīng)用[J]. 水資源保護(hù), 2006, 22(2):11-15

[5] 范蘢，施漢昌，徐農(nóng)，等.污水處理反應(yīng)器的計(jì)算流體力學(xué)[M]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2012:1-10

[6] 曹喬喬,郝惠娣,王瑾，等.攪拌槽內(nèi)三相混合特性的數(shù)值模擬[J].化工機(jī)械, 2015 (4): 548-553

[7] 羅宇笛,李嘯,石小丹.采用計(jì)算流體力學(xué)仿真優(yōu)化50L發(fā)酵罐攪拌系統(tǒng)[J].天津農(nóng)業(yè)科學(xué), 2015, 21(5): 46-50

[8] 武光霞.渦輪式組合攪拌器流場(chǎng)模擬研究[D]. 山東青島：青島科技大學(xué),2014

[9] Zuluaga L C, Naranjo L N, Svojitka J, et al. CFD Simulation of an Anaerobic Membrane BioReactor (AnMBR) to Treat Industrial Wastewater[J]. Rev Ing, 2015,42: 23-29

[10] Azargoshasb H, Mousavi S M, Amani T, et al. Three-phase CFD simulation coupled with population balance equations of anaerobic syntrophic acidogenesis and methanogenesis reactions in a continuous stirred bioreactor[J]. Journal of Industrial & Engineering Chemistry, 2015, 27:207-217

[11] Murthy B, Ghadge R, Joshi J. CFD simulations of gas-liquid-solid stirred reactor: Prediction of critical impeller speed for solid suspension [J]. Chemical Engineering Science, 2007, 62(24): 7184-7195

[12] 曹秀芹，杜金海，李彩斌，等.污泥厭氧消化攪拌條件的優(yōu)化分析[J].環(huán)境科學(xué)與技術(shù)，2015,38(1):100-105

[13] Alves S, Miaia C, Vasconcelos J, Experimental and modeling study of gas dispersion in a double turbine stirred tank[J]. Chemical Engineering Science,2002，57(3):487-496

[14] Jahoda M, Mostk M, Kukukova A, CFD modeling of liquid homogenization in stirred tanks with one and two impellers using large eddy simulation[J]. Chemical Engineering Research and Design, 2007，85(5):616-625

[15] Kasat G, Khopkar A, Ranade V, CFD simulation of liquid-phase mixing in solid-liquid stirred reactor[J]. Chemical Engineering Science, 2008，63(15):3877-3885

[16] 王福軍.計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析—CFD軟件原理與應(yīng)用[M].北京:清華大學(xué)出版社, 2004：13-16

[17] Baldi S, Yianneskis M. On the quantification of energy dissipation in the Impeller stream of a stirred vessel from fluctuating velocity gradient measurements [J]. Chemical Engineering Science, 2004, 59(13):2659-2671

[責(zé)任編輯：王志兵]

Simulation Analysis of the Influence of Blade Installation Angles on Mixing Characteristic in the Reactor

Yin Weiqi, Cao Xiuqin, Zhao Zhendong

(School of Environment and Energy Engineering, Key Laboratory of Urban Rainwater System and Water Environment, Ministry of Education, Beijing University of Civil Engineering and Architecture, Beijing 100044)

With the help of CFD technology, sludge anaerobic digestion reactor is separately simulated with the blade installation angle of 30°, 45° and 60°. Results show that the maximum speed of the reactor appears at the end of the stirring blade, and it is almost zero at the shaft and its two sides, where the dead zone arises. The maximum value of the turbulent viscosity appears in the area of the upper left and right sides of the shaft, and the turbulent viscosity of the blade region is small. The maximum value of turbulent kinetic energy lies in the end of the blade, which gradually decreases toward the center, and the distribution of turbulent kinetic energy becomes extensive and uniform along with the increase of installation angle. For the three reactors, turbulent kinetic energy dissipation mainly concentrates in the area of blade and groove wall, and the dissipation becomes greater along with the installation angle increasing in these areas, which is not conducive to energy transmission in the reactor. The stirring power becomes smaller along with the increase of installation angle of blade, and the power reduces by about 1% for each increase of 5°.

anaerobic digestion; blade installation angle; CFD simulation; mixing; stirring power

2016-07-31

北京市自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(KZ201310016017)

尹偉齊(1991—)，男，碩士研究生，研究方向:市政工程.

1004-6011(2016)04-0033-06

X703.1

A