向 闖,李莉莉，王 琨，趙慶良，姜珺秋，魏亮亮，湯云榕

(1.城市水資源與水環(huán)境國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(哈爾濱工業(yè)大學(xué)),哈爾濱 150090; 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 環(huán)境學(xué)院,哈爾濱 150090)

厭氧發(fā)酵產(chǎn)沼氣是最有前景的垃圾處理與資源化方法之一.厭氧發(fā)酵根據(jù)含固率的不同分為濕式和干式工藝.其中物料含固率在20%～30%的稱為干發(fā)酵，也叫固態(tài)發(fā)酵.與傳統(tǒng)的濕式發(fā)酵相比，干發(fā)酵可用于處理秸稈、生活垃圾和畜禽糞便等固體的有機(jī)廢物，具有原料利用范圍廣、容積負(fù)荷大、污水產(chǎn)生量低、更加節(jié)能降耗、節(jié)省基建面積等優(yōu)勢(shì)[1-2].但是干發(fā)酵物料含固率高，屬于高黏度假塑性流體，混合極為困難，大大降低了酶、微生物、底物之間的傳質(zhì)效率[3-5].攪拌有助于優(yōu)化傳熱傳質(zhì)，但針對(duì)不同流體的具體攪拌方式與攪拌強(qiáng)度上仍有許多爭(zhēng)議[6].Wu等通過模擬證明對(duì)于低黏度非牛頓流體，氣動(dòng)攪拌混合效率較高[7-8]；Karim等通過實(shí)驗(yàn)證明低強(qiáng)度機(jī)械攪拌是對(duì)含固率為15%的牛糞最有效的攪拌方式[9].為了評(píng)價(jià)攪拌效果和優(yōu)化攪拌裝置設(shè)計(jì)，反應(yīng)器流場(chǎng)研究通常是必須的，但傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)如激光多普勒測(cè)速、粒子示蹤法等限制條件較多且成本高昂[10-11].計(jì)算液體力學(xué)(CFD)方法基于有限容積法能對(duì)流場(chǎng)精確模擬計(jì)算，且成本低廉，越來越受到重視而廣泛用于攪拌裝置設(shè)計(jì)的研究中.Wu等[12]建立了畜禽糞便非牛頓流體的數(shù)學(xué)模型，并模擬對(duì)比了6種攪拌槳型的高含固流場(chǎng)特性.Yu等[13]比較了A-310和螺帶攪拌槳對(duì)TS<5%和TS=10%物料的攪拌特性，證明了螺帶攪拌槳攪拌高含固物料的優(yōu)越性.曹亞東等[14]考察了臥式干發(fā)酵反應(yīng)器中攪拌轉(zhuǎn)速、槳葉直徑和攪拌槳層數(shù)等因素對(duì)流場(chǎng)和混合時(shí)間的影響.但是針對(duì)高徑比較大的垂直流高含固反應(yīng)器流場(chǎng)的研究仍極為有限.

針對(duì)廚余垃圾垂直流固態(tài)發(fā)酵反應(yīng)器，物料含固率為25%，采用CFD方法模擬比選不同攪拌槳型的攪拌流場(chǎng)，并針對(duì)適用于高黏度流體的槳型[15-16]，通過改變攪拌槳槳徑比和轉(zhuǎn)速，分析流場(chǎng)特性、攪拌功率、混合時(shí)間、混合能和死區(qū)百分比等因素，確定了最佳設(shè)計(jì)參數(shù)，為實(shí)際生產(chǎn)中攪拌系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供了借鑒.

1 試 驗(yàn)

1.1 物理模型

本研究反應(yīng)器借鑒了成熟的已商業(yè)化運(yùn)行的廚余垃圾固態(tài)發(fā)酵反應(yīng)器[17]，預(yù)先設(shè)計(jì)了如圖1所示的實(shí)驗(yàn)室規(guī)模反應(yīng)器，該反應(yīng)器高H為600 mm，直徑D為200 mm，下部卸料錐角為45°.反應(yīng)器所搭配的攪拌槳為3層二折葉攪拌槳，具有一定的徑向和軸向混合作用，有效防止物料下沉，攪拌槳直徑DJ為100 mm，3層槳槳間距離為200 mm.基于反應(yīng)器所構(gòu)建的物理模型如圖2所示.為了研究不同類型攪拌槳的混合效果，針對(duì)高含固非牛頓流體特征與反應(yīng)器高徑比較大的特點(diǎn)，根據(jù)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)(HG-T 3796.1～12—2005)另外構(gòu)建了六折葉渦輪攪拌槳、螺桿攪拌槳、單螺帶與雙螺帶攪拌槳與二折葉攪拌槳進(jìn)行對(duì)比分析，攪拌槳設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示.

圖1 反應(yīng)器草圖

圖2 反應(yīng)器物理模型

表1 5種攪拌槳設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 網(wǎng)格劃分

攪拌槳結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，手動(dòng)劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格較困難且費(fèi)時(shí)費(fèi)力，因此，采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格對(duì)反應(yīng)器進(jìn)行網(wǎng)格劃分.非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格內(nèi)部沒有規(guī)則的拓?fù)潢P(guān)系，內(nèi)部毗鄰單元均不相同，對(duì)不同模型適應(yīng)性強(qiáng)，通過網(wǎng)格獨(dú)立性測(cè)試，以3層雙折葉攪拌槳反應(yīng)器為例，網(wǎng)格劃分如圖3所示，網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量為477 783，節(jié)點(diǎn)數(shù)量為89 348.

圖3 網(wǎng)格劃分示意

1.3 模擬方法

對(duì)于攪拌反應(yīng)器問題，F(xiàn)luent提供了多種計(jì)算方法，包括多重參考系(MRF)、滑移網(wǎng)格與動(dòng)網(wǎng)格模型.其中，MRF的基本思路是將攪拌槳所在的旋轉(zhuǎn)區(qū)域使用運(yùn)動(dòng)參考系進(jìn)行模擬，反應(yīng)器無攪拌槳的區(qū)域成為靜止區(qū)域，使用靜止參考系模擬.旋轉(zhuǎn)區(qū)域和靜止區(qū)域通過interface進(jìn)行質(zhì)量動(dòng)量交換.MRF計(jì)算速度快，攪拌運(yùn)動(dòng)模擬準(zhǔn)確性高，因此，本文使用MRF方法.

高含固廚余垃圾屬于假塑性非牛頓流體，黏度隨著剪切速率的增加而減小.其本構(gòu)方程為

η=κ·γn-1.

(1)

式中：η為流體表觀黏度，Pa·s；κ為稠度系數(shù)；γ為剪切速率，s-1；n為流變指數(shù).參照文獻(xiàn)將物料流變性質(zhì)設(shè)為κ=35.4，n=0.29[18].

反應(yīng)器內(nèi)雷諾數(shù)決定了模擬過程湍流模型的選擇.當(dāng)雷諾數(shù)小于1 000時(shí)，流體處于層流區(qū)，應(yīng)選擇層流模型，反之應(yīng)選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε、RNGk-ε湍流方程等湍流模型.攪拌反應(yīng)器內(nèi)雷諾數(shù)可通過式(2)進(jìn)行計(jì)算：

(2)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；N為攪拌槳轉(zhuǎn)速，r/min；d為攪拌槳直徑，mm.

使用商業(yè)軟件Fluent17.0，基于壓力求解器，采用穩(wěn)態(tài)MRF模型、層流模型和標(biāo)準(zhǔn)k-ε、RNGk-ε湍流模型，并使用收斂性好、計(jì)算速度快的Simple算法對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行求解，當(dāng)各項(xiàng)指標(biāo)殘差達(dá)到1×10-4時(shí)認(rèn)為計(jì)算收斂，求解完成.

Fluent中使用的連續(xù)性方程、動(dòng)量方程以及湍流方程如下：

連續(xù)性方程

(3)

動(dòng)量方程

(4)

標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流方程

Gκ+Gb-ρε-YM+Sκ，

(5)

(6)

式中：ui為湍動(dòng)黏度，可表示為k和ε的函數(shù)；Gк為平均速度梯度引起的湍流動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng);Gb為浮力引起的湍流動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng);YM為可壓縮湍流中的波動(dòng)擴(kuò)張對(duì)整體耗散率的貢獻(xiàn);Sκ與S為用戶定義的原項(xiàng)；模型常量C1ξ=1.44，C2ξ=1.92，σκ=1.0，σξ=1.3.

1.4 分析指標(biāo)

1.4.1 攪拌功率

攪拌功率是指在單位時(shí)間內(nèi)攪拌反應(yīng)器消耗的能量，該能量提供給反應(yīng)器內(nèi)物料進(jìn)行剪切和破壞.影響攪拌功率的因素主要包括攪拌裝置的結(jié)構(gòu)參數(shù)、轉(zhuǎn)速、固態(tài)發(fā)酵反應(yīng)器的構(gòu)型和反應(yīng)器物料的流變特性等.計(jì)算攪拌對(duì)攪拌槳設(shè)計(jì)和電動(dòng)機(jī)選擇意義突出.攪拌功率的計(jì)算如式(7)所示，其中扭矩M可以在Fluent模擬計(jì)算后得到[19].

(7)

式中：P為攪拌功率，W；M為扭矩，N·m；ω為角速度，rad/s；n為轉(zhuǎn)速，r/min.

1.4.2 混合時(shí)間

混合時(shí)間是物料達(dá)到規(guī)定混合程度所需要的時(shí)間，反映了物料混合的快慢[20].均勻度M(T)小于5%時(shí)消耗的時(shí)間即為混合時(shí)間，M(T)的定義為

(8)

式中：T為時(shí)間，ci為在某一計(jì)算域內(nèi)的示蹤劑濃度，caverage為反應(yīng)器內(nèi)示蹤劑的平均濃度.

在Fluent中可通過Patch定義進(jìn)料球體，將球體內(nèi)物料初始濃度百分比設(shè)為1，球體外初始濃度百分比為0，通過歐拉模型模擬球體內(nèi)物料進(jìn)入反應(yīng)器后的混合過程.同時(shí)在反應(yīng)器內(nèi)設(shè)定監(jiān)測(cè)點(diǎn)，當(dāng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)物料濃度穩(wěn)定達(dá)到規(guī)定濃度即認(rèn)為混合完成，此時(shí)所消耗時(shí)間即為混合時(shí)間.

1.4.3 混合能

混合能是評(píng)價(jià)混合效率的綜合性指標(biāo)，綜合考慮了攪拌功率和混合時(shí)間的影響.混合能越大，通常意味著混合效率越低.混合能計(jì)算如下：

Q=P×T.

(9)

式中Q為混合能，J.

1.4.4 死區(qū)百分比

反應(yīng)器內(nèi)各部位物料速度具有不均一性，根據(jù)王令閃等[21]的研究將反應(yīng)器內(nèi)流體速率低于流體最大速率0.01的區(qū)域定義為死區(qū).將死區(qū)百分比定義為死區(qū)物料體積占反應(yīng)器物料總體積的比例，該區(qū)域?qū)儆跀嚢鑴?dòng)能的死角，死區(qū)物料基本不進(jìn)行動(dòng)量和能量交換，容易結(jié)殼黏附在反應(yīng)器壁，造成反應(yīng)器有效區(qū)域大大減少甚至堵塞等問題，因此，必須通過攪拌器設(shè)計(jì)盡可能減少死區(qū)體積.

2 結(jié)果與討論

2.1 攪拌槳選型

2.1.1 宏觀流場(chǎng)

針對(duì)大高徑比反應(yīng)器中的高黏度非牛頓流體，選取既產(chǎn)生徑向流又能產(chǎn)生軸向流的混流型攪拌器： 二折葉攪拌槳、六折葉渦輪攪拌槳、螺桿攪拌槳、單螺帶攪拌槳、雙螺帶攪拌槳進(jìn)行分析比較.在攪拌轉(zhuǎn)速均為20 r/min的條件下，F(xiàn)luent求解生成的軸向截面速度場(chǎng)和矢量速度場(chǎng)分別如圖4，5所示.顯然，二折葉攪拌槳與六折葉渦輪式攪拌槳由于其較小的槳葉面積，僅僅在槳葉周圍的流體受到擾動(dòng)，在剪切力的作用下黏度減小，能夠?qū)崿F(xiàn)槳葉局部物料的循環(huán)與充分混合；對(duì)于遠(yuǎn)離槳葉的流體，未受到強(qiáng)烈的擾動(dòng)，流體依然保持著高黏度，難以實(shí)現(xiàn)運(yùn)動(dòng)，整體來看，二折葉攪拌槳與六折葉渦輪式攪拌槳對(duì)高黏度非牛頓流體的混合效果非常不理想.對(duì)于螺桿攪拌反應(yīng)器，流體在攪拌槳的軸流作用下開始整體向上運(yùn)動(dòng)，隨后由于槳葉的擠壓作用沿反應(yīng)器壁向下運(yùn)動(dòng)，完成反應(yīng)器內(nèi)的整體循環(huán)過程，但是在遠(yuǎn)離攪拌槳的上部和下部，流體未受到擾動(dòng)，處于靜止?fàn)顟B(tài).對(duì)于單螺帶攪拌反應(yīng)器，流體在槳的帶動(dòng)下形成了局部渦流，而未能形成整體循環(huán).當(dāng)增加一條螺帶后，在槳局部形成渦流的基礎(chǔ)上，流體整體自下而上運(yùn)動(dòng)，隨后沿著反應(yīng)器壁向下，不斷進(jìn)行循環(huán).從宏觀流場(chǎng)運(yùn)動(dòng)來看，得益于與物料較大的接觸面積，螺桿攪拌槳與雙螺帶攪拌槳能夠帶動(dòng)物料在反應(yīng)器內(nèi)整體實(shí)現(xiàn)循環(huán)，因而混合效果較好.

圖4 不同槳型軸向截面速度云圖

圖5 不同槳型軸向截面速度矢量圖

2.1.2 死區(qū)百分比

各反應(yīng)器在軸向截面的死區(qū)分布如圖6所示，紅色區(qū)域代表速度大于0.01um的有效混合區(qū)，紅色區(qū)域外的部分即代表未能充分混合的死區(qū).通過模擬計(jì)算，各攪拌槳的死區(qū)百分比如表2所示.由圖6和表2可以看出，二折葉攪拌槳與六折葉渦輪式攪拌反應(yīng)器內(nèi)大部分區(qū)域?qū)儆谒绤^(qū)，死區(qū)百分比分別達(dá)到了80.9%和71.4%，因此不能使物料得到充分混合.螺桿攪拌反應(yīng)器內(nèi)，在反應(yīng)器上下部以及器壁存在少量死區(qū)，死區(qū)百分比為24.5%.而在螺帶攪拌反應(yīng)器中僅有反應(yīng)器上下部存在少量死區(qū)，其中單螺帶攪拌槳的死區(qū)百分比為23.9%，雙螺帶攪拌槳死區(qū)百分比最小，為19.9%.混合效果明顯優(yōu)于其他攪拌裝置.

圖6 不同槳型軸向截面死區(qū)圖

2.1.3 攪拌功率

通過Flunet模擬計(jì)算得到的各攪拌槳消耗的功率見表2.不難發(fā)現(xiàn)，由于二折葉攪拌槳與六折葉渦輪式攪拌反應(yīng)器結(jié)構(gòu)相對(duì)簡(jiǎn)單，槳葉葉片數(shù)量少，與流體接觸面積小，攪拌時(shí)阻力較小，消耗功率也較小，單位體積攪拌功率分別為5.381和16.225 W/m3.而螺桿與螺帶攪拌槳結(jié)構(gòu)復(fù)雜，與物料接觸面大，攪拌時(shí)阻力大，消耗功率也較大，其中雙螺帶攪拌槳消耗功率最大，達(dá)119.771 W/m3.但是由于反應(yīng)器間歇運(yùn)行，為了實(shí)現(xiàn)充分混合，在可接受范圍內(nèi)較高的攪拌功率是能接受的.

表2 不同攪拌槳型死區(qū)百分比、攪拌功率模擬計(jì)算

2.2 攪拌槳葉直徑

為了研究槳葉直徑對(duì)混合物料的影響，在攪拌速度恒定為20 r/min的情況下，定義槳徑比為槳葉直徑與反應(yīng)器直徑的比，預(yù)設(shè)槳徑比分別為0.55，0.65，0.75，0.85和0.95，則槳葉直徑對(duì)應(yīng)110，130，150，170和190 mm.通過Fluent求解，得到如圖7和8所示流場(chǎng)速度云圖和矢量圖.從軸向看，反應(yīng)器遠(yuǎn)離攪拌槳的上部和下部均未得到擾動(dòng)，因而不能進(jìn)行混合.從徑向看，槳葉周圍的物料因劇烈攪拌速度最大，而且在槳葉周圍形成強(qiáng)大的渦流，與槳葉距離越遠(yuǎn)的物料混合效果越差，物料在整體上沿著攪拌槳壁形成了由下而上到達(dá)反應(yīng)器頂部、再沿反應(yīng)器壁向下到達(dá)反應(yīng)器底部的循環(huán).槳徑比為0.55時(shí)，在反應(yīng)器壁的物料沒有得到較好的混合，容易造成物料在器壁結(jié)殼的現(xiàn)象.但增大槳葉直徑后，對(duì)物料的擾動(dòng)范圍也增大，混合效果越好.當(dāng)槳徑比為0.95時(shí)，反應(yīng)器壁物料也能得到較好的混合.

圖7 不同槳徑比軸向截面速度云圖

圖8 不同槳徑比軸向截面速度矢量圖

反應(yīng)器內(nèi)死區(qū)百分比情況如圖9所示.槳徑比為0.55和0.65時(shí)，反應(yīng)器壁仍存在少量死區(qū)，此處物料完全得不到擾動(dòng)，未參與混合.當(dāng)槳徑比增大到0.75以后，反應(yīng)器壁幾乎不存在死區(qū)，混合效果優(yōu)越.反應(yīng)器攪拌功率如圖10所示.隨著槳徑比增大，與物料接觸面也越大，攪拌功率呈直線式遞增.綜上，當(dāng)槳徑比為0.75時(shí)，反應(yīng)器壁物料能夠得到擾動(dòng)而進(jìn)行混合，且此時(shí)攪拌功率相比槳徑比為0.85和0.95時(shí)更小，能耗更少.因此，將槳徑比定為0.75，此時(shí)攪拌槳直徑為150 mm.

圖9 不同槳徑比軸向截面死區(qū)分布

圖10 不同槳徑比攪拌功率

2.3 攪拌轉(zhuǎn)速

為了確定所選雙螺帶攪拌槳的最佳轉(zhuǎn)速，在槳葉直徑為150 mm的情況下，將轉(zhuǎn)速分別設(shè)為5，10，20，50和100 r/min.通過Fluent模擬流場(chǎng)，得到如圖11所示軸向截面速度云圖和圖12的軸向截面死區(qū)分布圖.不難發(fā)現(xiàn)，由于攪拌槳結(jié)構(gòu)不變，增加攪拌轉(zhuǎn)速只是增加了攪拌強(qiáng)度，而不會(huì)改變物料流動(dòng)結(jié)構(gòu).在死區(qū)方面，即使是在低轉(zhuǎn)速條件下，除了上、下部分的死區(qū)，僅能避免存在一定的死區(qū)，隨著攪拌轉(zhuǎn)速增加，壁面部分死區(qū)逐漸減小；當(dāng)轉(zhuǎn)速增加到20 r/min以后，壁面部分已消除死區(qū).死區(qū)是攪拌死角，即使轉(zhuǎn)速達(dá)到極端情況，也只能使有效混合區(qū)內(nèi)動(dòng)能更加充沛，而無法減小死區(qū)空間，這一部分要改善流場(chǎng)特性必須通過優(yōu)化反應(yīng)器和攪拌裝置的設(shè)計(jì).圖12中反應(yīng)器上、下部的死區(qū)，可在今后考慮增加攪拌槳高度進(jìn)行優(yōu)化.

圖11 不同攪拌轉(zhuǎn)速軸向截面速度云圖

圖12 不同攪拌轉(zhuǎn)速軸向截面死區(qū)分布

另外，在不同轉(zhuǎn)速下模擬得到的攪拌曲線如圖13所示，可以看出，攪拌功率隨著轉(zhuǎn)速增加呈直線式遞增，而混合時(shí)間隨著攪拌轉(zhuǎn)速以拋物線形式降低.在攪拌轉(zhuǎn)速為0～20 r/min時(shí)混合時(shí)間迅速降低，在20 r/min以后降低幅度很小.而混合能隨著轉(zhuǎn)速的增加而增加.由于混合能是攪拌功率與混合時(shí)間的乘積，轉(zhuǎn)速為5～50 r/min時(shí)，混合能以拋物線式增加.不難預(yù)測(cè)，隨著混合時(shí)間趨于平穩(wěn)，混合能在100 r/min以后將直線式遞增.雖然攪拌轉(zhuǎn)速越高，物料的混合效果越好，能有效促進(jìn)傳質(zhì)，但針對(duì)高黏度非牛頓流體，高轉(zhuǎn)速意味著巨大的攪拌阻力和功耗，實(shí)際生產(chǎn)中沒有電機(jī)能夠支撐這一攪拌轉(zhuǎn)速.同時(shí)，高轉(zhuǎn)速帶來的高剪切速率會(huì)破環(huán)微生物絮凝體結(jié)構(gòu)，高轉(zhuǎn)速下充分混合反而造成了反應(yīng)器沼氣產(chǎn)量的下降.為了降低系統(tǒng)的成本，Rivard等[22-23]嘗試尋找滿足有效消化率的混合要求，將攪拌器轉(zhuǎn)速設(shè)為1和25 r/min的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，兩者在發(fā)酵性能上沒有顯著差異，證明在1 r/min條件下，消化池內(nèi)的微生物和亞硝酸鹽也會(huì)進(jìn)行遷移.因此，低強(qiáng)度間歇混合是確保反應(yīng)器成功運(yùn)行的關(guān)鍵.綜合考慮本文混合效果與攪拌功耗的研究，20 r/min為目前最佳轉(zhuǎn)速，但針對(duì)本文反應(yīng)器找到合適的間歇攪拌時(shí)間，仍有待今后繼續(xù)研究混合條件與產(chǎn)氣量之間的關(guān)系.

圖13 攪拌轉(zhuǎn)速曲線

3 結(jié) 論

1)針對(duì)TS=25%的高含固非牛頓流體，在5種攪拌槳型中，從宏觀流場(chǎng)看，雙螺帶攪拌槳帶動(dòng)物料整體自下而上運(yùn)動(dòng)，隨后沿著反應(yīng)器壁向下進(jìn)行循環(huán)；從死區(qū)看，雙螺帶攪拌槳死區(qū)百分比最小，僅為19.9；從攪拌功率看，雙螺帶攪拌槳攪拌功率最大為119.771 W/m3.為了確保物料的充分混合，綜合來看，雙螺帶攪拌槳最符合要求.

2)對(duì)于雙螺帶攪拌槳，增大反應(yīng)器槳徑比，物料死區(qū)百分比逐漸減小，混合效果變好.同時(shí)攪拌功率也隨反應(yīng)器槳徑比呈直線式上升.當(dāng)槳徑比為0.75即直徑為150 mm時(shí)，死區(qū)百分比最小，既保證了物料的有效混合，同時(shí)攪拌功率較小.

3)對(duì)于雙螺帶攪拌槳，隨著攪拌轉(zhuǎn)速的增加，物料流動(dòng)特征基本未發(fā)生變化，擾動(dòng)范圍并未增加，只是混合區(qū)內(nèi)物料運(yùn)動(dòng)速度增加.而攪拌功率隨著攪拌轉(zhuǎn)速增加呈直線式增長(zhǎng)，混合時(shí)間呈拋物線式下降，混合能逐漸增加.綜合考慮混合效果與攪拌功耗，攪拌轉(zhuǎn)速20 r/min為最佳轉(zhuǎn)速.