电子束辐照水处理反应器的CFD模拟与优化

丁 瑞,茅泽育,王建龙(1.清华大学水利水电工程系,北京 100084；2.南京水利科学研究院,江苏 南京210029；.清华大学核能与新能源技术研究院,北京 100084)

电子束辐照水处理反应器的CFD模拟与优化

丁 瑞1,2,茅泽育1*,王建龙3(1.清华大学水利水电工程系,北京 100084；2.南京水利科学研究院,江苏 南京210029；3.清华大学核能与新能源技术研究院,北京 100084)

以处理量较大的射流式电子束辐照水处理反应器为例,运用计算流体力学方法,以反应器出口水流流速分布均匀为目标,对反应器内部水流的水动力特性及反应器构型对出口水流流速分布均匀性的影响进行了研究,并据此优化反应器的构型.研究结果表明,影响反应器水动力特性的关键构型参数为反应器进口管径、反应器水平收缩段长度和反应器弯曲段构型.反应器进口管道直径越大、水平收缩段长度越大,则反应器出口水流流速分布越均匀.最终确定最优反应器的构型参数为:进口管径 0.2m,水平收缩段长度 0.45m,反应器弯曲段构型贴合水流运动方向.计算结果表明,最优反应器的水动力条件得到极大改善,反应器出口水流流速分布非常均匀.物理模型试验验证了最优反应器出口水流流速分布的均匀性.

电子束辐照水处理；反应器流体力学特性；计算流体力学；反应器优化；构型参数

近年来,电子束辐照技术在水处理领域已得到了发展与应用[1-2].电子束辐照处理污水的原理是:水体接受辐照的瞬间发生辐射水解反应,产生3种活性粒子(羟基自由基⋅OH、水合电子和氢自由基⋅H)与污水中的各种污染物发生物理、化学反应,从而达到净化污水的目的[3-4].电子束辐照水处理效率高,尤其适用于传统水处理方法难以去除的有机污染物的降解[5-6].目前国内外对运用电离辐射技术处理不同类型污水的生物和化学效应,已有深入的研究[7-9],而对电子束辐照水处理反应器流体力学特性的研究较为薄弱[10].

流体是水处理反应器中物质和能量传递的主要载体,反应器内的流动特性直接影响和制约反应器的处理效率[11-12].电子束下水流的水动力特性直接决定了水流吸收剂量分布的均匀性,从而决定了电子束辐照水处理的效率.目前对电子束辐照水处理反应器的研究主要采用试验方法简单测量水流的平均流速与厚度[13-25],忽略了水流细部的水动力特性,缺乏系统的对反应器流体力学特性的研究,从而影响和制约了电子束辐照水处理的效率.运用计算流体力学方法可以较为准确和方便的获取水流细部的水动力特性,计算流体力学在氧化沟、流化床、紫外灯消毒等水处理反应器研究与优化方面已得到了广泛应用

[26-29].然而,在电子束辐照水处理反应器领域,至今没有相关研究.

根据水流流动方式的不同,可将电子束辐照水处理反应器分为瀑布式[15-16]、喷雾式[17-18]、上流式[19-20]、射流式[21-24]和折流式[25]反应器五种类型.根据电子束穿透深度小、扫描宽度大的特点,电子束下水流应是宽度大的薄层水流[15].为使水流吸收剂量分布均匀,水流在电子束下的停留时间应均匀分布,即电子束下薄层水流的厚度与流速应均匀分布.射流式反应器处理量较大,水平射出的水流相对比较容易形成厚度与流速均匀分布的薄层水流,其形态取决于反应器内部水流的水动力特性及反应器本身的构型.本文采用计算流体力学的方法建立三维水动力学模型,研究射流式反应器内部水流的水动力特性,以反应器出口水流流速分布均匀为目标对反应器构型进行优化.

1 反应器三维水动力数值模型

1.1 数值模拟反应器的构型

反应器出口应为狭长矩形,以形成宽度大、流速与厚度均匀分布的薄层水流;反应器进口应为圆形管道,以方便与进口管道对接.因此,水流从反应器进口到出口,需经历扩散和收缩的过程.过流断面增大引起的水流扩散,容易导致水流流速分布不均匀;而过流断面减小引起的水流收缩,使得流速分布相对均匀;因此反应器应先将进口管道断面扩大,然后平滑且缓慢的收缩断面直到形成狭长矩形截面的出口.由于重力的作用,水流经反应器由下往上流动,容易形成流速较小、紊动强度较弱且更稳定的水流.此外,反应器的过流断面应避免突然的变化.基于以上流体力学的基本原理,与至今对射流式反应器的研究[21-24],确定反应器的初步构型如图1所示.

图1 初始反应器的构型Fig.1 The configuration of the primary EB reactor①为进口管道段,②为竖直扩散段,③为弯曲段,④为水平收缩段,⑤为水平出口段

为满足电子束穿透深度和扫描宽度的要求,反应器出口设计厚度 H = 4mm,出口宽度 B = 1.5m,反应器出口水流的设计流速V = 4m/s.确定初始反应器进口管道直径d = 0.12m.

1.2 控制方程

反应器内部水流运动过程中不可压缩,其流动可用不可压缩的连续方程和动量方程描述:

式中:ρ为流体密度;u为流速;p为压强;f为质量力;ν为运动粘性系数.

采用雷诺时均方法(RANS)求解控制方程,即将控制方程中的各物理量U用平均值和脉动值 U′表示(即求解时均化的雷诺方程.在求解雷诺方程过程中,除了时均项,还产生了脉动流速的相关项又称为雷诺应力.为了求解雷诺应力项以封闭方程组,采用紊流模型:

1.3 边界条件

为了求解以上封闭的方程组,需要给出合适的边界条件.反应器壁面采用无滑移壁面边界条件;反应器管道进口采用流速进口边界条件,即给定进口的平均流速,进口流速由设计流量和进口断面面积计算得出;出口边界条件设为压强出口,由于水流经反应器出口直接射入空气中,出口压强设为标准大气压.

1.4 数值离散方法

采用有限体积法离散控制方程,即将计算区域划分为一系列不重复的控制体积,并使每个网格节点周围都有一个控制体积,将待解的微分方程对每一个控制体积积分,便得出一组离散方程.采用SIMPLE算法求解离散形式的控制方程.为提高计算精度,动量方程、k方程和ε方程都采用二阶迎风格式.

1.5 网格划分

反应器结构复杂、且形状不规则,因此应主要采用四面体结构网格.反应器进口管道段①、竖直扩散段②和弯曲段③采用四面体结构网格;反应器水平出口段⑤为规则六面体,采用六面体结构网格;反应器水平收缩段④的Y方向尺寸变化较大,应采用网格尺寸渐变的四面体结构网格.

为确定网格划分是否足够精细以获得精确的计算结果,需要对网格数量进行独立性分析.本文主要研究反应器出口水流流速分布的均匀性,因此选择反应器出口水流沿 X方向的最大流速uXmax进行收敛性分析,计算结果如图2所示.

图2 初始反应器数值计算的网格独立性分析Fig.2 Mesh independency study of the primary reactor

本文认为采用两个不同网格数量的反应器模型计算结果相对误差e小于0.1%时,即达到收敛,相对误差e定义为:

从图2可以看出,当初始反应器网格划分数量 Ne达到或超过 204万时,数值计算结果收敛.在本文所有的数值计算中,均对不同反应器网格划分情况进行了网格独立性分析.

2 数值计算结果与分析

2.1 初始反应器数值计算结果及分析

选取垂直于X、Y和Z方向的3个截面(A、C和B)来描述反应器内部水流的三维流场,3个截面的位置如图3所示,计算得出反应器内部流线如图4所示,截面A和C的流速矢量如图5和图6所示.

对于初始反应器,水流在反应器垂直部分沿X方向扩散;当水流从垂直部分流动到靠近出口的水平段时,部分水流回流,如图5所示,这容易引起反应器出口水流流速分布不均匀.水流回流主要是因为反应器弯曲段③的曲率太大,使水流运动方向不贴合反应器内壁.在反应器水平部分,如图6所示,水流沿X方向继续扩散,靠近反应器出口时,水流沿X方向仍有流速分量,即反应器出口水流流速分布不均匀,这主要是因为水流在反应器水平收缩段④的扩散不够充分.

图3 反应器3个截面的位置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为反应器出口截面中心点Y坐标

图4 初始反应器内部水流流线(m/s)Fig.4 Stream line within the primary reactor (m/s)

图5 初始反应器截面A的流速矢量图(m/s)Fig.5 Velocity vector diagram of the profile A of the primary reactor (m/s)

图6 初始反应器截面C的流速矢量图(m/s)Fig.6 Velocity vector diagram of the profile C of the primary reactor (m/s)

2.2 反应器构型对水动力特性的影响分析

通过以上对初始反应器内部流场的分析,可以得出反应器出口水流流速分布不均匀的可能原因主要为:(1)反应器进口管道直径较小、水流流速较大,不利于水流扩散,导致水流未充分扩散就从反应器出口射出;(2)反应器水平收缩段④的长度L较小,导致水流沿宽度(X)方向扩散不够充分就射出反应器;(3)反应器弯曲段构型设计不合理,即弯曲段③的构型与水流运动方向不贴合,导致水流在弯曲段后方出现回流,不利于在反应器出口处形成流速分布均匀的水流.

为方便对以上3种原因进行分析,可将以上3种原因分布概化为3个参数:(1)反应器进口管道直径d;(2)反应器水平收缩段④的长度L;(3)反应器弯曲段构型是否改善,即反应器构型是否与水流流速方向一致.

为确定以上各参数对反应器内部水流水动力特性与反应器出口水流均匀性的影响,确定25种计算工况,选取其中 9种典型计算工况如表 1所示,其中计算工况1为初始反应器.反应器出口水流不均匀主要是由于水流有X和Y方向的流速分量(反应器出口水流沿 Z方向),因此用反应器出口X和Y方向最大流速反映出口水流的不均匀性,各工况的计算结果如表1所示.

由表1可见,反应器出口水流沿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,即反应器出口水流流速分布的不均匀主要体现在水流沿 X(方向有一定的流速分量.因此,本文用maxXu V表示反应器出口水流的不均匀程度,其中maxXu 为反应器出口水流沿宽度 X方向的最大流速,V为反应器出口的设计流速,等于出口平均流速;maxXu V越小,反应器出口水流流速分布越均匀.

表1 反应器数值模型的计算工况与计算结果Table 1 Simulation cases and results of the CFD model of the reactor

图7 进口管径d对出口水流流速均匀性的影响Fig.7 The influence of the reactor inlet diameter on the uniformity of the reactor outlet velocityuXmax为出口水流沿X方向的最大流速,V为出口流速

2.2.1 进口管径对出口水流均匀性的影响 根据表1各工况的计算结果,可以得出反应器进口管径d对出口水流流速分布均匀性(uXmaxV)的影响如图7所示.从图7可以看出,反应器进口管径d越小,反应器出口水流流速分布越不均匀.当反应器进口管径较大时(d = 0.2m),出口水流沿宽度 X方向的最大流速 uXmax=0.02V,可以忽略水流沿宽度X方向的流动,水流流速分布均匀.

引起图7曲线的可能原因为:反应器进口管径d越大、流速越小,反应器在竖直段②的扩散程度越大,则反应器出口水流均匀性越好.为探究反应器进口管径d对竖直段②扩散程度的影响,用水流扩散角θ表示表示水流沿竖直扩散段的扩散效果,如图8所示.

图8 反应器竖直段水流扩散角示意Fig.8 Flow diffusion angle of the reactor vertical part

其中,L1表示水流进入竖直段②的宽度,L2表示水流在竖直段扩散后的宽度,h1表示扩散段的长度,如图8所示.

水流扩散角θ可以表示为:

图9 进口管径d对竖直段扩散角θ的影响Fig.9 The influence of the reactor inlet diameter on the flow diffusion angle of the vertical part

根据式(6),计算得出竖直段扩散角θ随进口管径d的关系如图9所示.从图9可以看出,进口管径d越大,竖直段扩散角θ越大,即扩散效果越好.进口管径 d≥ 0.16m 时,扩散角θ变化幅度较小;d ＜ 0.16m 时,扩散角θ变化幅度较大.因此,最终选择反应器进口管径d = 0.2m,对应进口流速u0= 0.76m s .

2.2.2 水平收缩段长度对出口水流均匀性的影响 根据表1各工况的计算结果,可以得出反应器水平收缩段长度 L对出口水流均匀性的影响如图10所示.

图10 水平收缩段长度对出口水流流速均匀性的影响Fig.10 The influence of the length of the horizontal contraction part on the uniformity of the reactor outlet velocityL为水平收缩段的长度,B为反应器出口宽度,uXmax为反应器出口水流沿宽度X方向的流速,V为反应器出口设计流速

从图10可以看出,反应器水平收缩段长度L越大, uXmax越小,即反应器出口水流均匀性越好.当反应器水平收缩段长度L = 0.6m时,反应器出口水流均匀性较好;当反应器进口管径d = 0.2m时,水平收缩段长度 L对出口水流均匀性的影响较小.当 L/ B= 0.3,即L = 0.45m时,对应 uXmax=0.01V;即d = 0.2m、L = 0.45m条件下即可使反应器出口水流流速分布均匀.因此,选择反应器水平收缩段长度L = 0.45m,反应器进口管径d = 0.2m.

2.2.3 弯曲段构型改善对出口水流均匀性的影响 对于初始反应器,弯曲段③的构型不贴合水流的流速方向,水流在弯曲段后方出现回流,不利于反应器在出口形成流速分布均匀的水流.反应器弯曲段构型应与水流的运动方向一致.

以计算工况8(d = 0.2m、L = 0.45m)为例,说明弯曲段构型改善的过程与结果.从图 11可以看出,反应器弯曲段构型改善后,水流流动方向贴合反应器内壁,避免了水流回流,减小了水流运动阻力.

图11 弯曲段构型的改善前后截面A流速矢量图对比(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种典型计算工况弯曲段构型改善对出口水流流速分布均匀性的影响如表 1所示.从表 1可以看出,反应器弯曲段构型改善后,出口水流沿X方向和Y方向的最大流速有所减小,但减小的幅度很小,即反应器弯曲段构型改善对出口水流均匀性影响较小,起到稍微改善的作用.此外,反应器弯曲段构型改善也优化了反应器内部水流流场,避免了水流回流,在反应器优化方面应采用该弯曲段构型的改善.

3 最优反应器的水动力特性及试验验证

3.1 最优反应器的水动力特性

基于上述反应器构型参数对反应器内部水动力特性及出口水流均匀性的影响分析,确定优化反应器构型参数为:d = 0.2m,L = 0.45m,弯曲段构型改善.在此基础上,把反应器竖直段②的侧壁做成抛物线状,以改善水流在垂直部分的流场,从而得到最优反应器,最优反应器外形及反应器内部流线如图12所示.

最优反应器几何构型的主要参数为:进口管道①的直径为 0.2m;竖直扩散段②的高度为0.5m,侧壁为抛物线;弯曲段③贴合水流流速方向;水平收缩段④的长度为 0.45m,水平出口段⑤的长度为0.06m,宽度为1.5m.

图12 最优化反应器与反应器内部水流流线(m/s)Fig.12 Optimal reactor and the stream line within the optimal reactor (m/s)

图13 最终优化反应器截面B、C的流速矢量图(m/s)Fig.13 Velocity vector diagram of the profile B and C of the optimal reactor (m/s)

最优反应器的主要动力学参数为:反应器进口流速为0.76m/s,反应器出口流速为4m/s.

最优反应器截面A的流速矢量图如图11(b)所示,从图 11(b)可以看出,水流在反应器弯曲段的流动与反应器内壁贴合.从图 13可以看出,水流在垂直部分扩散的效果较好;水流在水平收缩段④沿X方向继续扩散,靠近反应器出口时水流垂直出流,水流流速沿宽度方向(X方向)均匀分布.通过对初始反应器与最优反应器的流线与流场进行对比,可以看出最终优化反应器内部的水动力条件得到了极大的改善.

3.2 最优反应器水动力特性的试验验证

为验证反应器水动力模型数值计算结果的正确性,需运用试验的方法测量最优反应器射出水流流速与厚度分布的均匀性,并与数值计算结果进行对比和验证.

图14 反应器射出水流的流速与厚度分布Fig.14 Velocity and thickness distribution of the flow ejected from the optimal reactorB为反应器出口宽度,V为出口设计流速,u为出流水舌流速,H为反应器出口设计厚度,h为反应器射出水流的厚度

对最优优化反应器进行制造加工,采用雷达波测量反应器射出水流的流速,其测速原理是利用雷达波的多普勒效应,可表达为:其中,c为雷达波在空气中的传播速度;f为雷达发射波频率;df为雷达发射波与雷达回波(频率为之间的多普勒频差α为雷达发射波入射流体液面的角度.

采用水位测针测量反应器射出水流的厚度.测量水流厚度的步骤主要为:(1)在射出水流的上下方分别布置两枚水位测针;(2)当两枚水位测针的针尖彼此接触时,记录水位测针的读数为测针零点,分别为A1和B1;(3)调整测针使上下两枚测针分别接触水流的上下表面,记录此时测针读数分别为 A2和 B2;(4)测试点水流厚度可表示为

试验测量得出反应器射出水流流速与厚度沿宽度(X)方向的分布如图14所示.从图14可以看出,最优反应器射出水流的流速与厚度沿宽度方向(X方向)分布均匀,试验结果与数值计算结果吻合较好.

4 结论

4.1 影响反应器水动力特性的关键构型参数为:反应器进口管径d、反应器水平收缩段长度L和反应器弯曲段构型.反应器进口管径越大、反应器水平收缩段长度越大,则反应器出口水流流速分布均匀性越好;反应器弯曲段构型贴合水流运动方向改善了出口水流流速分布的均匀性.

4.2 最终确定最优反应器的构型参数为:进口管径d = 0.2m,水平收缩段长度L = 0.45m,反应器弯曲段构型贴合水流运动方向.数值计算结果表明,最优反应器的水动力条件得到极大改善,反应器出口水流流速分布非常均匀.

4.3 采用雷达波和水位测针测量最优反应器射出水流的流速与厚度分布,试验结果表明反应器射出水流的流速与厚度分布均匀,从而验证了数值计算结果的正确性.

[1] 刘秀华,雷家荣,杨宇川,等.辐射技术在废水处理中的应用 [J].化工进展, 2010,29(5):938-943.

[2] IAEA. Radiation Treatment of Polluted Water and Wastewater [C]//IAEA, VIENNA, 2008. IAEA-TECDOC-1598, ISSN 1011–4289.

[3] Wang J, Wang J. Application of radiation technology to sewage sludge processing: a review [J]. Journal of Hazardous Materials, 2007,143(1/2):2–7.

[4] Jan S, Kamili A N, Parween T, et al. Feasibility of radiation technology for wastewater treatment [J]. Desalination and Water Treatment, 2015,55(8):2053-2068.

[5] 吴明红,刘 宁,徐 刚,等.辐射技术在环境保护中的应用 [J].化学进展, 2011,23(7):1547-1557.

[6] Wang J, Chu L. Irradiation treatment of pharmaceutical and personal care products (PPCPs) in water and wastewater: An overview [J]. Radiation Physics and Chemistry, 2016,125:56-64.

[7] Ding R, Mao Z Y, Wang J L. Synergistic effects of 4-nitrophenol degradation using gamma irradiation combined with an advanced oxidation process [J]. Nuclear Science and Techniques, 2016, 27(1):1-6.

[8] 王建龙,叶龙飞,杨春平,等.电子加速器辐射处理含氰废水的中试研究 [J]. 环境科学学报, 2014,34(1):60-66.

[9] 孙伟华,陈吕军,王建龙,等.电离辐射技术在水环境保护中的应用 [C]//2012中国环境科学学会学术年会论文集(第三卷), 2012.

[10] Chmielewski A. G. Electron Beam Processing – What are the Limits [C]. International Topical Meeting on Nuclear Research Applications and Utilization of Accelerators, 2009a.

[11] 冯 骞,薛朝霞,汪 翙.计算流体力学在水处理反应器优化设计运行中的应用 [J]. 水资源保护, 2006,22(2):11-15.

[12] 范 茏.污水处理反应器的计算流体力学 [M]. 北京:中国建筑工业出版社, 2012.

[13] IAEA. Status of industrial scale radiation treatment of wastewater and its future [C]//. Proceedings of a consultants meeting held in Daejon, IAEA, 2004IAEA-TECDOC-1407, ISSN 1011–4289.

[14] IAEA. Radiation Treatment of Polluted Water and Wastewater [C]//IAEA, VIENNA, 2008. IAEA-TECDOC-1598, ISSN 1011–4289.

[15] Kurucz C N, Waite T D, Cooper W J. The Miami Electron Beam Research Facility: a large scale wastewater treatment application [J]. Radiation Physics & Chemistry, 1995,45(2):299-308.

[16] Jean E N, Uribeb R M, Roger Gregoryc. Effect of electron beam irradiation on bacterial and Ascaris ova loads and volatile organic compounds in municipal sewage sludge [J]. Radiation Physics and Chemistry, 2015,112:6-12.

[17] Pikaev A. K, Podzorova E A, Bakhtin O M. Combined electronbeam and ozone treatment of wastewater in the aerosol flow [J]. Radiation Physics & Chemistry, 1997,49(1):155-157.

[18] Ting T M, Dahlan K Z M. Electron beam decomposition of pollutant model compounds in aqueous systems [J]. Nukleonika, 2011,56(4):349-355.

[19] Sampa M H O, Rela P R, Casas A L, et al. Treatment of industrial effluents using electron beam accelerator and adsorption with activated carbon: a comparative study [J]. Radiation Physics & Chemistry, 2004,71(1/2):459-462.

[20] Rela P R, Sampa M H O, Duarte C L, et al. Development of an up-flow irradiation device for electron beam wastewater treatment [J]. Radiation Physics & Chemistry, 2000,57(s3–6): 657-660.

[21] Han B, Ko J, Kim J, et al. Combined electron-beam and biological treatment of dyeing complex wastewater. Pilot plant experiments [J]. Radiation Physics & Chemistry, 2002,64(1): 53-59.

[22] Han B, Kim J, Kim Y, et al. Electron beam treatment of textile dyeing wastewater: operation of pilot plant and industrial plant construction [J]. Water Science & Technology, 2005,52(10/11): 317-324.

[23] Han B, Jin K K, Kim Y, et al. Operation of industrial-scale electron beam wastewater treatment plant [J]. Radiation Physics & Chemistry, 2012,81(81):1475–1478.

[24] Han B, Kim J, Kang W, et al. Development of mobile electron beam plant for environmental applications [J]. Radiation Physics and Chemistry, 2016,124:174-178.

[25] Emami-Meibodi, M., et al., An experimental investigation of wastewater treatment using electron beam irradiation [J]. Radiation Physics and Chemistry, 2016,125:82-87.

[26] Wols B A, et al. A systematic approach for the design of UV reactors using computational fluid dynamics [J]. American Institute of Chemical Engineers. AIChE Journal, 2011,57(1):193.

[27] 庞洪涛,施汉昌,施慧明.新型气升式氧化沟流体力学特性的数值模拟 [J]. 中国环境科学, 2008,28(5):438-443.

[28] 尤 宏,陈其伟,刘 婷,等.内循环流化床光催化反应器的数值模拟与结构优化 [J]. 中国环境科学, 2009,29(5):481-485.

[29] Jenny R M, Jasper M N, Iii O D S, et al. Heuristic optimization of a continuous flow point-of-use UV-LED disinfection reactor using computational fluid dynamics [J]. Water Research, 2015, 83:310-8.

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,江苏宿迁人,清华大学博士研究生,主要从事计算流体力学在水处理中的应用研究.发表论文3篇.

2016-07-16

国际科技合作项目(2011DFR00110)

* 责任作者, 教授, maozeyu@tsinghua.edu.cn