楊學志

(上海環(huán)境工程設計研究院有限公司， 上海 200085)

隨著垃圾分類的實施，有機垃圾的收集量與日俱增。在眾多處理工藝中，厭氧發(fā)酵因能將大部分有機物轉化為沼氣進行利用，且具有較大的環(huán)保效益、能源效益及減排效益，得到大規(guī)模應用，是解決環(huán)境污染的有效節(jié)能減排技術手段[1]。全混厭氧消化工藝在餐廚垃圾、畜禽糞便、果蔬垃圾等行業(yè)中得到廣泛應用[2]。目前全混厭氧消化采用的攪拌工藝主要有葉輪式機械攪拌、水力攪拌、氣動攪拌三種[3]，而采用機械攪拌存在事故率高、攪拌范圍小、能耗大等劣勢[4]，單獨水力攪拌因其耗能巨大在全混厭氧消化領域應用較少，而一種采用氣體攪拌形式的工藝因罐內(nèi)部無動力結構，不易積砂在行業(yè)內(nèi)逐漸得到推廣使用。但選擇的氣體攪拌器的結構形式對全混厭氧消化罐流場形態(tài)有重大影響，進而影響發(fā)酵效率。

計算流體學(Computational Fluid Dynamics，CFD)是使用數(shù)值方法在計算中對流體力學的控制方法進行求解，從而預測流體的流動。近20年CFD得到了飛速發(fā)展，其計算方法和理論模型及技術不斷完善和豐富，并在試驗和工程應用得到廣泛應用[5-7]，利用其數(shù)值模擬技術可以突破實驗環(huán)境的空間與空間限制，經(jīng)濟高效地解決實際問題，并在沼氣實驗和工程兩個維度都證明了CFD方法對沼氣料液攪拌流場模擬計算的準確性。本文以蘭州某全混厭氧消化罐采用的氣體分散器為研究對象，構建了不同結構形式的氣體分散器，來考察各種氣體分散器對全混厭氧消化罐內(nèi)流場形態(tài)影響。

1 模擬對象與數(shù)學模型

1.1 模擬分析對象與條件

為分析氣體分散器對全混厭氧消化罐內(nèi)部流場的具體影響，基于蘭州某果蔬全混厭氧消化罐構建了一個循環(huán)系統(tǒng)，并在原A型氣體分散器的基礎上提出了B、C兩種新構造的氣體分散器，分析不同構造的氣體分散器對全混厭氧消化罐內(nèi)流場影響。本文以8000 m3全混厭氧消化罐為例，對3種分散器進行模擬分析，全混厭氧消化罐內(nèi)3種氣體分散器(從左至右分別為氣體分散器A型、B型、C型)詳見圖1，全混厭氧消化罐設備參數(shù)如表1。

圖1 氣體分散器示意圖

表1 全混厭氧消化罐設備參數(shù)表

1.2 數(shù)值模型

數(shù)值模擬必須遵行流體力學的守恒方程，這些基本方程包括：連續(xù)性方程、動量守恒方程、能量守恒方程、組分守恒方程等。其公式分別為：

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：ρ為流體密度，kg·m-3；ui,uj為流體速度，m·s-1；T流體溫度，℃；t為時間，s；Yf為組分f的質(zhì)量分數(shù)D的擴散系數(shù)，m2·s-1;wf為組分f的反應速率，mol·L-1s-1；η為動力粘性系數(shù)，m2·s-1；gi為i方向上的重力加速度，m·s-2;cp為定壓比熱容， J·kg-1℃-1;λ為導熱系數(shù)， W·m-1℃-1;Qf組分f的反應熱，kJ·mol-1。

在計算工程案例時大多數(shù)問題都屬于湍流流動，因此需要使用相對數(shù)值更加簡便高效的湍流模型，因此整體方程中一般還需要做湍流模型來封閉方程組，另外特殊問題還需要構建相應數(shù)學模型以封閉方程組。

項目中，將應用成熟、精確和高效的數(shù)值模擬方法對全混厭氧消化罐內(nèi)的多相流動進行數(shù)值模擬。

1.3 模型建立與網(wǎng)格劃分

全混厭氧消化罐主要有發(fā)酵區(qū)料液、儲氣區(qū)兩個主要部分，因沼氣采用循環(huán)攪拌，因此氣體攪拌主要影響的是液相部分，所以本模擬主要以液相作為模擬計算對象，由于罐體尺寸較大，底部循環(huán)噴嘴、氣體分散器尺寸較小，因此該部分采用四面體網(wǎng)格[4]，其余采用六面體網(wǎng)格進行劃分，并對氣體分散器區(qū)域與底部噴嘴區(qū)域采用局部加密，網(wǎng)格總數(shù)約為360萬，整體和分散器局部網(wǎng)格見圖2。

圖2 厭氧罐及氣體分散器網(wǎng)絡劃分

1.4 計算方法與模型

使用VOF多相流模型[8]對全混厭氧消化罐內(nèi)的多相流流動進行模擬，在分析全混厭氧消化罐模型和進料條件的前提下，本文將全混厭氧消化罐內(nèi)物料含固率取中值并將其當作一種“液體”進行處理；水相當作另外一種液體進行處理，沼氣按照甲烷60%，二氧化碳40%考慮，其余氣體忽略不計，由于在厭氧發(fā)酵過程中二者不參與液體反應，在模擬過程中根據(jù)其體積比當作單一氣體進行處理，使用自定義的氣體狀態(tài)方程對沼氣的密度進行模擬，沼氣密度僅考慮壓力變化，厭氧罐體溫度保持恒定，38℃，并使用simple算法[4]和基于壓力的分離變量對模型進行求解，使用K-Omega SST湍流模型進行湍流模擬[9]，并使用DPM模型對浮渣和固體顆粒進行軌跡跟蹤模擬，用于考察期流動特征。

2 不同分散器模擬結果對比

2.1 不同分散器對全混厭氧消化罐流場模擬結果對比

2.1.1 全混厭氧消化罐內(nèi)總體流動模擬結果

圖3是各不同結構氣體分散器(從左至右分別為A型、B型、C型，余同)的全混厭氧消化罐體流動模擬結果，從圖3可以看出，在相同工況條件下3種氣體分散器形式的全混厭氧消化罐內(nèi)總體流場相差并不是太大，但氣體分散器的結構導致罐內(nèi)流場會略有差別，C型氣體分散器帶來的流場不僅有縱向截面的流動，還會有一定的軸向循環(huán)流動，對罐體內(nèi)部混合均勻性相對更好。

圖3 不同結構氣體分散器的全混厭氧消化罐體流場

2.1.2 全混厭氧消化罐內(nèi)沼氣回流曲線

圖4是全混厭氧消化罐內(nèi)各氣體分散器帶來的沼氣回流模擬結果，從圖4可以看出，氣體分散器的結構形式對全混厭氧消化罐內(nèi)流場影響較大，A型和C型全混厭氧消化罐內(nèi)部流場呈現(xiàn)規(guī)律性和周期性，B型分散器的全混厭氧消化罐流場較弱且混亂，無規(guī)律性，另從圖5中心套管內(nèi)部回流液體截面速度分布情況進行計算統(tǒng)計得出，在沼氣循環(huán)流量

圖4 不同結構氣體分散器的全混厭氧消化罐體內(nèi)沼氣回流流場

圖5 氣體分散器在中央套筒內(nèi)回流液體速度分布

為500 m3·h-1時，A型、B型、C型氣體分散器帶動的從中央套筒外進入套筒內(nèi)的液體流量分別為8200 m3·h-1，6560 m3·h-1和9200 m3·h-1，故C型氣體分散器的引流能力更強，A型次之，B型較弱。

2.1.3 全混厭氧消化罐內(nèi)中央套筒回流來源

圖6為全混厭氧消化罐內(nèi)中央套筒內(nèi)回流的流場模擬結果，從圖6中可以看出A型、B型和C型分散器帶來的中央套管回流來源一致，均來源于下洗回流，但C型分散器的回流液體更加均勻，不僅有徑向回流，還有一部分軸向回流，這種方式對全混厭氧消化罐內(nèi)液體的攪拌作用更加明顯；因此從回流來源看C型氣體釋放器帶來的攪拌效果相對更好。

圖6 不同結構氣體分散器在全混厭氧消化罐內(nèi)中央套筒內(nèi)回流液來源

2.1.4 全混厭氧消化罐內(nèi)縱向截面流場模擬結果

圖7和圖8是全混厭氧消化罐內(nèi)不同角度顯示的兩個流場差別較大的垂直方向剖面的液體流場模擬結果，從圖7和圖8可以看出，C型氣體分散器相對A型和B型氣體釋放器在靠近罐壁的四周速度要大，表明C型結構的反應器帶來的回流能力相對更強，罐內(nèi)微生物和物料充分接觸的機會相對也大，故其攪拌效果更強，相對來說C型反應器的構造對于罐內(nèi)攪拌流場更加有利。

圖7 全混厭氧消化罐內(nèi)-30°方向剖切面速度流場模擬圖

圖8 全混厭氧消化罐內(nèi) 90°方向剖切面速度流場模擬圖

2.2 不同分散器對全混厭氧罐內(nèi)引流能力差異性分析

2.2.1 不同氣體分散器在中央套筒內(nèi)氣泡分布對比

圖9為不同氣體分散器結構從各自釋放臂釋放氣體后在中央套筒內(nèi)形成的氣泡流模擬圖，從圖9中可以看出氣體釋放器的結構對中央套筒內(nèi)氣泡流的形狀和速度影響很大，C型氣體分散器從釋放臂出來后氣流分布相對更加均勻，“帶狀流”方向上升速度大致一致；A型在從釋放臂出來后氣泡開始有中心聚集的現(xiàn)象，但上升一定高度后也形成了“帶狀流”，“帶狀流”方向上速度從內(nèi)向外逐步降低，而B型氣體分散器出現(xiàn)了氣流向中心聚集的現(xiàn)象，靠近中心管速度很大，沒有形成帶狀流；“帶狀流”氣體更加有利于氣體和套筒內(nèi)的液體進行混合，混合相對均勻，氣液混合帶來的密度相對更低，從而使中央套筒內(nèi)外壓差更大，導致其引流能力出現(xiàn)差異。

圖9 氣體分散器出口氣泡分布圖

2.2.2 不同氣體分散器出口壓力分布對比

圖10和圖11分別是不同分散器第一個出氣孔中心截面壓力分布圖和距離氣體分散器出氣口一定距離在中央套管中截面的靜態(tài)壓力分布圖。從圖10可以看出在A型氣體分散器在貼近氣體主管的區(qū)域范圍內(nèi)有小范圍的低壓區(qū)域，低壓導致氣泡會有小范圍的向中心聚集的現(xiàn)象發(fā)生；B型氣體釋放器沿釋放器方向也有一個明顯的低壓區(qū)，且越靠近中心低壓區(qū)越大；C型氣體分散器無明顯的低壓區(qū)，分布相對均勻。從圖11氣體釋放后一定高度的靜壓壓力分布圖可以看出，C型反應器在遠離中心管的方向有一個低壓區(qū)，A型反應器除主管附近有一個低壓區(qū)外，其他方向壓力分布較為均勻，C型反應器在遠離主管方向釋放臂遠端的垂直上方形成一個低壓區(qū)，這個低壓區(qū)有利于氣泡繼續(xù)向外圍擴散，也就解釋了圖9氣泡分布的原因。利用VOF軟件進行統(tǒng)計，A型反應器65%的氣體從氣孔溢出，剩余的32.5%氣體從遠端開放段溢出，底部溢出占地2.5%；B型分散器99.4%的氣體從氣孔溢出，剩余0.6%從底部3個開方口溢出；C型分散器41.6%氣體從氣孔溢出，剩余的58.4%的氣體從釋放臂遠端開口溢出。

圖10 氣體分散器第一個出口截面壓力分布圖

圖11 距離氣體分散器出氣口一定距離截面靜態(tài)壓力分布圖

2.3 對比結果討論

表2為全混厭氧罐中央套筒內(nèi)3種氣體分散器的特征表，通過不同分散器結構對厭氧罐內(nèi)流場模擬計算，從全混厭氧消化罐內(nèi)的攪拌流場多相流可視化分析可以看出，不同結構的分散器引流能力差別較大，其中C型分散器最有利于引流，其引流能力和混合能力均較強，另外用B型分散器與A、C型分散器結構對比，能看出分散器與水平向上呈現(xiàn)一定的夾角有利于增強單位氣流的引流能力，結合A、C釋放臂遠端開口結構，氣體溢出有利于降低或者抑制在靠近主管附近產(chǎn)生因低壓導致的氣泡聚集現(xiàn)象；對比A型和C型氣體分散器，C型采用圓管式結構避免氣體從開口出溢出，導致更多的氣泡從遠端溢出，有利于增強中心套管引流能力，且使罐壁處流體有較大速度，結合底部循環(huán)，使罐內(nèi)流體的流動性更好，從而促進其碰撞機會，增加罐內(nèi)流體的均勻性。

表2 3種氣體分散器特征

3 結論

(1)A、B、C型氣體分散器引流能力差距較大，在提供氣量為500 m3·h-1的前提下，A型、B型、C型分散器的引流能力為8200 m3·h-1,6560 m3·h-1，9200 m3·h-1。

(2)A、C型分散器結構的帶來的沼氣回流曲線呈現(xiàn)周期性和規(guī)律性，效果均好于B型構造分散器。

(3)A、C型分散器構造有利于抑制氣泡向主管聚集，并能中心管上空形成穩(wěn)定為的“帶狀流”；B型分散器趨于向主管聚集，沒有形成“帶狀流”。

(4)A型分散器從釋放臂小孔、下部和頂端出口的氣量分別為65%、32.5%、2.5%；B型分散器從釋放臂小孔、下部出口的氣量分別為99.4%、0.6%，C型分散器從釋放臂小孔、頂端出口的氣量分別為41.6%、58.4%。