丁 瑞,茅澤育,王建龍(1.清華大學(xué)水利水電工程系,北京 100084；2.南京水利科學(xué)研究院,江蘇 南京210029；.清華大學(xué)核能與新能源技術(shù)研究院,北京 100084)

電子束輻照水處理反應(yīng)器的CFD模擬與優(yōu)化

丁 瑞1,2,茅澤育1*,王建龍3(1.清華大學(xué)水利水電工程系,北京 100084；2.南京水利科學(xué)研究院,江蘇 南京210029；3.清華大學(xué)核能與新能源技術(shù)研究院,北京 100084)

以處理量較大的射流式電子束輻照水處理反應(yīng)器為例,運用計算流體力學(xué)方法,以反應(yīng)器出口水流流速分布均勻為目標(biāo),對反應(yīng)器內(nèi)部水流的水動力特性及反應(yīng)器構(gòu)型對出口水流流速分布均勻性的影響進(jìn)行了研究,并據(jù)此優(yōu)化反應(yīng)器的構(gòu)型.研究結(jié)果表明,影響反應(yīng)器水動力特性的關(guān)鍵構(gòu)型參數(shù)為反應(yīng)器進(jìn)口管徑、反應(yīng)器水平收縮段長度和反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型.反應(yīng)器進(jìn)口管道直徑越大、水平收縮段長度越大,則反應(yīng)器出口水流流速分布越均勻.最終確定最優(yōu)反應(yīng)器的構(gòu)型參數(shù)為:進(jìn)口管徑 0.2m,水平收縮段長度 0.45m,反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型貼合水流運動方向.計算結(jié)果表明,最優(yōu)反應(yīng)器的水動力條件得到極大改善,反應(yīng)器出口水流流速分布非常均勻.物理模型試驗驗證了最優(yōu)反應(yīng)器出口水流流速分布的均勻性.

電子束輻照水處理；反應(yīng)器流體力學(xué)特性；計算流體力學(xué)；反應(yīng)器優(yōu)化；構(gòu)型參數(shù)

近年來,電子束輻照技術(shù)在水處理領(lǐng)域已得到了發(fā)展與應(yīng)用[1-2].電子束輻照處理污水的原理是:水體接受輻照的瞬間發(fā)生輻射水解反應(yīng),產(chǎn)生3種活性粒子(羥基自由基?OH、水合電子和氫自由基?H)與污水中的各種污染物發(fā)生物理、化學(xué)反應(yīng),從而達(dá)到凈化污水的目的[3-4].電子束輻照水處理效率高,尤其適用于傳統(tǒng)水處理方法難以去除的有機(jī)污染物的降解[5-6].目前國內(nèi)外對運用電離輻射技術(shù)處理不同類型污水的生物和化學(xué)效應(yīng),已有深入的研究[7-9],而對電子束輻照水處理反應(yīng)器流體力學(xué)特性的研究較為薄弱[10].

流體是水處理反應(yīng)器中物質(zhì)和能量傳遞的主要載體,反應(yīng)器內(nèi)的流動特性直接影響和制約反應(yīng)器的處理效率[11-12].電子束下水流的水動力特性直接決定了水流吸收劑量分布的均勻性,從而決定了電子束輻照水處理的效率.目前對電子束輻照水處理反應(yīng)器的研究主要采用試驗方法簡單測量水流的平均流速與厚度[13-25],忽略了水流細(xì)部的水動力特性,缺乏系統(tǒng)的對反應(yīng)器流體力學(xué)特性的研究,從而影響和制約了電子束輻照水處理的效率.運用計算流體力學(xué)方法可以較為準(zhǔn)確和方便的獲取水流細(xì)部的水動力特性,計算流體力學(xué)在氧化溝、流化床、紫外燈消毒等水處理反應(yīng)器研究與優(yōu)化方面已得到了廣泛應(yīng)用

[26-29].然而,在電子束輻照水處理反應(yīng)器領(lǐng)域,至今沒有相關(guān)研究.

根據(jù)水流流動方式的不同,可將電子束輻照水處理反應(yīng)器分為瀑布式[15-16]、噴霧式[17-18]、上流式[19-20]、射流式[21-24]和折流式[25]反應(yīng)器五種類型.根據(jù)電子束穿透深度小、掃描寬度大的特點,電子束下水流應(yīng)是寬度大的薄層水流[15].為使水流吸收劑量分布均勻,水流在電子束下的停留時間應(yīng)均勻分布,即電子束下薄層水流的厚度與流速應(yīng)均勻分布.射流式反應(yīng)器處理量較大,水平射出的水流相對比較容易形成厚度與流速均勻分布的薄層水流,其形態(tài)取決于反應(yīng)器內(nèi)部水流的水動力特性及反應(yīng)器本身的構(gòu)型.本文采用計算流體力學(xué)的方法建立三維水動力學(xué)模型,研究射流式反應(yīng)器內(nèi)部水流的水動力特性,以反應(yīng)器出口水流流速分布均勻為目標(biāo)對反應(yīng)器構(gòu)型進(jìn)行優(yōu)化.

1 反應(yīng)器三維水動力數(shù)值模型

1.1 數(shù)值模擬反應(yīng)器的構(gòu)型

反應(yīng)器出口應(yīng)為狹長矩形,以形成寬度大、流速與厚度均勻分布的薄層水流;反應(yīng)器進(jìn)口應(yīng)為圓形管道,以方便與進(jìn)口管道對接.因此,水流從反應(yīng)器進(jìn)口到出口,需經(jīng)歷擴(kuò)散和收縮的過程.過流斷面增大引起的水流擴(kuò)散,容易導(dǎo)致水流流速分布不均勻;而過流斷面減小引起的水流收縮,使得流速分布相對均勻;因此反應(yīng)器應(yīng)先將進(jìn)口管道斷面擴(kuò)大,然后平滑且緩慢的收縮斷面直到形成狹長矩形截面的出口.由于重力的作用,水流經(jīng)反應(yīng)器由下往上流動,容易形成流速較小、紊動強度較弱且更穩(wěn)定的水流.此外,反應(yīng)器的過流斷面應(yīng)避免突然的變化.基于以上流體力學(xué)的基本原理,與至今對射流式反應(yīng)器的研究[21-24],確定反應(yīng)器的初步構(gòu)型如圖1所示.

圖1 初始反應(yīng)器的構(gòu)型Fig.1 The configuration of the primary EB reactor①為進(jìn)口管道段,②為豎直擴(kuò)散段,③為彎曲段,④為水平收縮段,⑤為水平出口段

為滿足電子束穿透深度和掃描寬度的要求,反應(yīng)器出口設(shè)計厚度 H = 4mm,出口寬度 B = 1.5m,反應(yīng)器出口水流的設(shè)計流速V = 4m/s.確定初始反應(yīng)器進(jìn)口管道直徑d = 0.12m.

1.2 控制方程

反應(yīng)器內(nèi)部水流運動過程中不可壓縮,其流動可用不可壓縮的連續(xù)方程和動量方程描述:

式中:ρ為流體密度;u為流速;p為壓強;f為質(zhì)量力;ν為運動粘性系數(shù).

采用雷諾時均方法(RANS)求解控制方程,即將控制方程中的各物理量U用平均值和脈動值 U′表示(即求解時均化的雷諾方程.在求解雷諾方程過程中,除了時均項,還產(chǎn)生了脈動流速的相關(guān)項又稱為雷諾應(yīng)力.為了求解雷諾應(yīng)力項以封閉方程組,采用紊流模型:

1.3 邊界條件

為了求解以上封閉的方程組,需要給出合適的邊界條件.反應(yīng)器壁面采用無滑移壁面邊界條件;反應(yīng)器管道進(jìn)口采用流速進(jìn)口邊界條件,即給定進(jìn)口的平均流速,進(jìn)口流速由設(shè)計流量和進(jìn)口斷面面積計算得出;出口邊界條件設(shè)為壓強出口,由于水流經(jīng)反應(yīng)器出口直接射入空氣中,出口壓強設(shè)為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓.

1.4 數(shù)值離散方法

采用有限體積法離散控制方程,即將計算區(qū)域劃分為一系列不重復(fù)的控制體積,并使每個網(wǎng)格節(jié)點周圍都有一個控制體積,將待解的微分方程對每一個控制體積積分,便得出一組離散方程.采用SIMPLE算法求解離散形式的控制方程.為提高計算精度,動量方程、k方程和ε方程都采用二階迎風(fēng)格式.

1.5 網(wǎng)格劃分

反應(yīng)器結(jié)構(gòu)復(fù)雜、且形狀不規(guī)則,因此應(yīng)主要采用四面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格.反應(yīng)器進(jìn)口管道段①、豎直擴(kuò)散段②和彎曲段③采用四面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格;反應(yīng)器水平出口段⑤為規(guī)則六面體,采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格;反應(yīng)器水平收縮段④的Y方向尺寸變化較大,應(yīng)采用網(wǎng)格尺寸漸變的四面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格.

為確定網(wǎng)格劃分是否足夠精細(xì)以獲得精確的計算結(jié)果,需要對網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行獨立性分析.本文主要研究反應(yīng)器出口水流流速分布的均勻性,因此選擇反應(yīng)器出口水流沿 X方向的最大流速uXmax進(jìn)行收斂性分析,計算結(jié)果如圖2所示.

圖2 初始反應(yīng)器數(shù)值計算的網(wǎng)格獨立性分析Fig.2 Mesh independency study of the primary reactor

本文認(rèn)為采用兩個不同網(wǎng)格數(shù)量的反應(yīng)器模型計算結(jié)果相對誤差e小于0.1%時,即達(dá)到收斂,相對誤差e定義為:

從圖2可以看出,當(dāng)初始反應(yīng)器網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量 Ne達(dá)到或超過 204萬時,數(shù)值計算結(jié)果收斂.在本文所有的數(shù)值計算中,均對不同反應(yīng)器網(wǎng)格劃分情況進(jìn)行了網(wǎng)格獨立性分析.

2 數(shù)值計算結(jié)果與分析

2.1 初始反應(yīng)器數(shù)值計算結(jié)果及分析

選取垂直于X、Y和Z方向的3個截面(A、C和B)來描述反應(yīng)器內(nèi)部水流的三維流場,3個截面的位置如圖3所示,計算得出反應(yīng)器內(nèi)部流線如圖4所示,截面A和C的流速矢量如圖5和圖6所示.

對于初始反應(yīng)器,水流在反應(yīng)器垂直部分沿X方向擴(kuò)散;當(dāng)水流從垂直部分流動到靠近出口的水平段時,部分水流回流,如圖5所示,這容易引起反應(yīng)器出口水流流速分布不均勻.水流回流主要是因為反應(yīng)器彎曲段③的曲率太大,使水流運動方向不貼合反應(yīng)器內(nèi)壁.在反應(yīng)器水平部分,如圖6所示,水流沿X方向繼續(xù)擴(kuò)散,靠近反應(yīng)器出口時,水流沿X方向仍有流速分量,即反應(yīng)器出口水流流速分布不均勻,這主要是因為水流在反應(yīng)器水平收縮段④的擴(kuò)散不夠充分.

圖3 反應(yīng)器3個截面的位置Fig.3 Location of the three profiles of the reactor截面A:X = 0;截面B:Z = 0;截面C:Y = h0;h0為反應(yīng)器出口截面中心點Y坐標(biāo)

圖4 初始反應(yīng)器內(nèi)部水流流線(m/s)Fig.4 Stream line within the primary reactor (m/s)

圖5 初始反應(yīng)器截面A的流速矢量圖(m/s)Fig.5 Velocity vector diagram of the profile A of the primary reactor (m/s)

圖6 初始反應(yīng)器截面C的流速矢量圖(m/s)Fig.6 Velocity vector diagram of the profile C of the primary reactor (m/s)

2.2 反應(yīng)器構(gòu)型對水動力特性的影響分析

通過以上對初始反應(yīng)器內(nèi)部流場的分析,可以得出反應(yīng)器出口水流流速分布不均勻的可能原因主要為:(1)反應(yīng)器進(jìn)口管道直徑較小、水流流速較大,不利于水流擴(kuò)散,導(dǎo)致水流未充分?jǐn)U散就從反應(yīng)器出口射出;(2)反應(yīng)器水平收縮段④的長度L較小,導(dǎo)致水流沿寬度(X)方向擴(kuò)散不夠充分就射出反應(yīng)器;(3)反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型設(shè)計不合理,即彎曲段③的構(gòu)型與水流運動方向不貼合,導(dǎo)致水流在彎曲段后方出現(xiàn)回流,不利于在反應(yīng)器出口處形成流速分布均勻的水流.

為方便對以上3種原因進(jìn)行分析,可將以上3種原因分布概化為3個參數(shù):(1)反應(yīng)器進(jìn)口管道直徑d;(2)反應(yīng)器水平收縮段④的長度L;(3)反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型是否改善,即反應(yīng)器構(gòu)型是否與水流流速方向一致.

為確定以上各參數(shù)對反應(yīng)器內(nèi)部水流水動力特性與反應(yīng)器出口水流均勻性的影響,確定25種計算工況,選取其中 9種典型計算工況如表 1所示,其中計算工況1為初始反應(yīng)器.反應(yīng)器出口水流不均勻主要是由于水流有X和Y方向的流速分量(反應(yīng)器出口水流沿 Z方向),因此用反應(yīng)器出口X和Y方向最大流速反映出口水流的不均勻性,各工況的計算結(jié)果如表1所示.

由表1可見,反應(yīng)器出口水流沿X方向有一定流速,沿Y方向的流速很小,可以忽略Y方向的流速,即反應(yīng)器出口水流流速分布的不均勻主要體現(xiàn)在水流沿 X(方向有一定的流速分量.因此,本文用maxXu V表示反應(yīng)器出口水流的不均勻程度,其中maxXu 為反應(yīng)器出口水流沿寬度 X方向的最大流速,V為反應(yīng)器出口的設(shè)計流速,等于出口平均流速;maxXu V越小,反應(yīng)器出口水流流速分布越均勻.

表1 反應(yīng)器數(shù)值模型的計算工況與計算結(jié)果Table 1 Simulation cases and results of the CFD model of the reactor

圖7 進(jìn)口管徑d對出口水流流速均勻性的影響Fig.7 The influence of the reactor inlet diameter on the uniformity of the reactor outlet velocityuXmax為出口水流沿X方向的最大流速,V為出口流速

2.2.1 進(jìn)口管徑對出口水流均勻性的影響 根據(jù)表1各工況的計算結(jié)果,可以得出反應(yīng)器進(jìn)口管徑d對出口水流流速分布均勻性(uXmaxV)的影響如圖7所示.從圖7可以看出,反應(yīng)器進(jìn)口管徑d越小,反應(yīng)器出口水流流速分布越不均勻.當(dāng)反應(yīng)器進(jìn)口管徑較大時(d = 0.2m),出口水流沿寬度 X方向的最大流速 uXmax=0.02V,可以忽略水流沿寬度X方向的流動,水流流速分布均勻.

引起圖7曲線的可能原因為:反應(yīng)器進(jìn)口管徑d越大、流速越小,反應(yīng)器在豎直段②的擴(kuò)散程度越大,則反應(yīng)器出口水流均勻性越好.為探究反應(yīng)器進(jìn)口管徑d對豎直段②擴(kuò)散程度的影響,用水流擴(kuò)散角θ表示表示水流沿豎直擴(kuò)散段的擴(kuò)散效果,如圖8所示.

圖8 反應(yīng)器豎直段水流擴(kuò)散角示意Fig.8 Flow diffusion angle of the reactor vertical part

其中,L1表示水流進(jìn)入豎直段②的寬度,L2表示水流在豎直段擴(kuò)散后的寬度,h1表示擴(kuò)散段的長度,如圖8所示.

水流擴(kuò)散角θ可以表示為:

圖9 進(jìn)口管徑d對豎直段擴(kuò)散角θ的影響Fig.9 The influence of the reactor inlet diameter on the flow diffusion angle of the vertical part

根據(jù)式(6),計算得出豎直段擴(kuò)散角θ隨進(jìn)口管徑d的關(guān)系如圖9所示.從圖9可以看出,進(jìn)口管徑d越大,豎直段擴(kuò)散角θ越大,即擴(kuò)散效果越好.進(jìn)口管徑 d≥ 0.16m 時,擴(kuò)散角θ變化幅度較小;d ＜ 0.16m 時,擴(kuò)散角θ變化幅度較大.因此,最終選擇反應(yīng)器進(jìn)口管徑d = 0.2m,對應(yīng)進(jìn)口流速u0= 0.76m s .

2.2.2 水平收縮段長度對出口水流均勻性的影響 根據(jù)表1各工況的計算結(jié)果,可以得出反應(yīng)器水平收縮段長度 L對出口水流均勻性的影響如圖10所示.

圖10 水平收縮段長度對出口水流流速均勻性的影響Fig.10 The influence of the length of the horizontal contraction part on the uniformity of the reactor outlet velocityL為水平收縮段的長度,B為反應(yīng)器出口寬度,uXmax為反應(yīng)器出口水流沿寬度X方向的流速,V為反應(yīng)器出口設(shè)計流速

從圖10可以看出,反應(yīng)器水平收縮段長度L越大, uXmax越小,即反應(yīng)器出口水流均勻性越好.當(dāng)反應(yīng)器水平收縮段長度L = 0.6m時,反應(yīng)器出口水流均勻性較好;當(dāng)反應(yīng)器進(jìn)口管徑d = 0.2m時,水平收縮段長度 L對出口水流均勻性的影響較小.當(dāng) L/ B= 0.3,即L = 0.45m時,對應(yīng) uXmax=0.01V;即d = 0.2m、L = 0.45m條件下即可使反應(yīng)器出口水流流速分布均勻.因此,選擇反應(yīng)器水平收縮段長度L = 0.45m,反應(yīng)器進(jìn)口管徑d = 0.2m.

2.2.3 彎曲段構(gòu)型改善對出口水流均勻性的影響 對于初始反應(yīng)器,彎曲段③的構(gòu)型不貼合水流的流速方向,水流在彎曲段后方出現(xiàn)回流,不利于反應(yīng)器在出口形成流速分布均勻的水流.反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型應(yīng)與水流的運動方向一致.

以計算工況8(d = 0.2m、L = 0.45m)為例,說明彎曲段構(gòu)型改善的過程與結(jié)果.從圖 11可以看出,反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型改善后,水流流動方向貼合反應(yīng)器內(nèi)壁,避免了水流回流,減小了水流運動阻力.

圖11 彎曲段構(gòu)型的改善前后截面A流速矢量圖對比(m/s)Fig.11 Comparison of the velocity vector of the profile A before and after the configuration improvement of the bending part (m/s)

9種典型計算工況彎曲段構(gòu)型改善對出口水流流速分布均勻性的影響如表 1所示.從表 1可以看出,反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型改善后,出口水流沿X方向和Y方向的最大流速有所減小,但減小的幅度很小,即反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型改善對出口水流均勻性影響較小,起到稍微改善的作用.此外,反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型改善也優(yōu)化了反應(yīng)器內(nèi)部水流流場,避免了水流回流,在反應(yīng)器優(yōu)化方面應(yīng)采用該彎曲段構(gòu)型的改善.

3 最優(yōu)反應(yīng)器的水動力特性及試驗驗證

3.1 最優(yōu)反應(yīng)器的水動力特性

基于上述反應(yīng)器構(gòu)型參數(shù)對反應(yīng)器內(nèi)部水動力特性及出口水流均勻性的影響分析,確定優(yōu)化反應(yīng)器構(gòu)型參數(shù)為:d = 0.2m,L = 0.45m,彎曲段構(gòu)型改善.在此基礎(chǔ)上,把反應(yīng)器豎直段②的側(cè)壁做成拋物線狀,以改善水流在垂直部分的流場,從而得到最優(yōu)反應(yīng)器,最優(yōu)反應(yīng)器外形及反應(yīng)器內(nèi)部流線如圖12所示.

最優(yōu)反應(yīng)器幾何構(gòu)型的主要參數(shù)為:進(jìn)口管道①的直徑為 0.2m;豎直擴(kuò)散段②的高度為0.5m,側(cè)壁為拋物線;彎曲段③貼合水流流速方向;水平收縮段④的長度為 0.45m,水平出口段⑤的長度為0.06m,寬度為1.5m.

圖12 最優(yōu)化反應(yīng)器與反應(yīng)器內(nèi)部水流流線(m/s)Fig.12 Optimal reactor and the stream line within the optimal reactor (m/s)

圖13 最終優(yōu)化反應(yīng)器截面B、C的流速矢量圖(m/s)Fig.13 Velocity vector diagram of the profile B and C of the optimal reactor (m/s)

最優(yōu)反應(yīng)器的主要動力學(xué)參數(shù)為:反應(yīng)器進(jìn)口流速為0.76m/s,反應(yīng)器出口流速為4m/s.

最優(yōu)反應(yīng)器截面A的流速矢量圖如圖11(b)所示,從圖 11(b)可以看出,水流在反應(yīng)器彎曲段的流動與反應(yīng)器內(nèi)壁貼合.從圖 13可以看出,水流在垂直部分?jǐn)U散的效果較好;水流在水平收縮段④沿X方向繼續(xù)擴(kuò)散,靠近反應(yīng)器出口時水流垂直出流,水流流速沿寬度方向(X方向)均勻分布.通過對初始反應(yīng)器與最優(yōu)反應(yīng)器的流線與流場進(jìn)行對比,可以看出最終優(yōu)化反應(yīng)器內(nèi)部的水動力條件得到了極大的改善.

3.2 最優(yōu)反應(yīng)器水動力特性的試驗驗證

為驗證反應(yīng)器水動力模型數(shù)值計算結(jié)果的正確性,需運用試驗的方法測量最優(yōu)反應(yīng)器射出水流流速與厚度分布的均勻性,并與數(shù)值計算結(jié)果進(jìn)行對比和驗證.

圖14 反應(yīng)器射出水流的流速與厚度分布Fig.14 Velocity and thickness distribution of the flow ejected from the optimal reactorB為反應(yīng)器出口寬度,V為出口設(shè)計流速,u為出流水舌流速,H為反應(yīng)器出口設(shè)計厚度,h為反應(yīng)器射出水流的厚度

對最優(yōu)優(yōu)化反應(yīng)器進(jìn)行制造加工,采用雷達(dá)波測量反應(yīng)器射出水流的流速,其測速原理是利用雷達(dá)波的多普勒效應(yīng),可表達(dá)為:其中,c為雷達(dá)波在空氣中的傳播速度;f為雷達(dá)發(fā)射波頻率;df為雷達(dá)發(fā)射波與雷達(dá)回波(頻率為之間的多普勒頻差α為雷達(dá)發(fā)射波入射流體液面的角度.

采用水位測針測量反應(yīng)器射出水流的厚度.測量水流厚度的步驟主要為:(1)在射出水流的上下方分別布置兩枚水位測針;(2)當(dāng)兩枚水位測針的針尖彼此接觸時,記錄水位測針的讀數(shù)為測針零點,分別為A1和B1;(3)調(diào)整測針使上下兩枚測針分別接觸水流的上下表面,記錄此時測針讀數(shù)分別為 A2和 B2;(4)測試點水流厚度可表示為

試驗測量得出反應(yīng)器射出水流流速與厚度沿寬度(X)方向的分布如圖14所示.從圖14可以看出,最優(yōu)反應(yīng)器射出水流的流速與厚度沿寬度方向(X方向)分布均勻,試驗結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果吻合較好.

4 結(jié)論

4.1 影響反應(yīng)器水動力特性的關(guān)鍵構(gòu)型參數(shù)為:反應(yīng)器進(jìn)口管徑d、反應(yīng)器水平收縮段長度L和反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型.反應(yīng)器進(jìn)口管徑越大、反應(yīng)器水平收縮段長度越大,則反應(yīng)器出口水流流速分布均勻性越好;反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型貼合水流運動方向改善了出口水流流速分布的均勻性.

4.2 最終確定最優(yōu)反應(yīng)器的構(gòu)型參數(shù)為:進(jìn)口管徑d = 0.2m,水平收縮段長度L = 0.45m,反應(yīng)器彎曲段構(gòu)型貼合水流運動方向.數(shù)值計算結(jié)果表明,最優(yōu)反應(yīng)器的水動力條件得到極大改善,反應(yīng)器出口水流流速分布非常均勻.

4.3 采用雷達(dá)波和水位測針測量最優(yōu)反應(yīng)器射出水流的流速與厚度分布,試驗結(jié)果表明反應(yīng)器射出水流的流速與厚度分布均勻,從而驗證了數(shù)值計算結(jié)果的正確性.

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CFD simulation and optimization of the water treatment reactor by electron beam.

DING Rui1,2, MAO Ze-yu1*, WANG Jian-long3(1.Department of Hydraulic Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China；2.Nanjiang Hydraulic Research Institute, Nanjing 210029, China；3.Institute of Nuclear and New Energy Technology, Tsinghua University, Beijing 100084, China). China Environmental Science, 2017,37(3)：980～988

The EB reactor (electron beam water treatment reactor) in the form of nozzle jet with relatively large treatment capacity is selected as the research object in this paper. By means of the computational fluid dynamic (CFD) method, both the hydrodynamic behavior and the influence of the EB reactor configuration on the flow velocity uniformity at the reactor outlet are studied, in order to achieve even distribution of flow velocity at the reactor outlet. The results are therefore used to optimize the configuration of the reactor. The study results for the primary EB reactor indicates that there are mainly three key configuration parameters affecting the hydrodynamic behavior of the reactor, including the diameter the reactor inlet, length of the horizontal contraction part and pattern of the bending part. The larger the reactor inlet diameter is and the longer the length of the horizontal contraction part is, the more uniform the velocity distribution of the reactor outlet will be. The optimal reactor configuration parameters are determined as follows: the dimeter of the reactor inlet is 0.2m, the length of the horizontal contraction part is 0.45m, and the configuration of the bending part should fit the flow velocity direction. The numerical simulation results indicate that the hydrodynamic conditions of the optimal reactor are greatly improved, and the flow velocity of the reactor outlet is evenly distributed. Physical model experiment verified the simulation results.

electron beam water treatment；hydrodynamic behavior of a reactor；CFD；optimization of the reactor；configuration parameter

X703

A

1000-6923(2017)03-0980-09

丁 瑞(1989-),男,江蘇宿遷人,清華大學(xué)博士研究生,主要從事計算流體力學(xué)在水處理中的應(yīng)用研究.發(fā)表論文3篇.

2016-07-16

國際科技合作項目(2011DFR00110)

* 責(zé)任作者, 教授, maozeyu@tsinghua.edu.cn