低温低浊水絮凝工艺的数值模拟与响应面优化试验研究

赵国强，戴红玲，王 艺，胡锋平，许 莉，许高平

(1.华东交通大学 土木建筑学院，江西 南昌 330013；2.江西饮用水安全重点实验室，江西 南昌 330013；3.华东交通大学土木工程国家实验教学示范中心，江西 南昌 330013；4.江西省水务水科学检测研发有限公司，江西 景德镇 333000)

1 研究背景

低温低浊微污染水通常指温度在10 ℃以下，浊度低于30 NTU，混凝沉淀困难的一类地表微污染水[1-3]。低温条件下，混凝剂水解不彻底，其利用率不足；低浊条件下，水中杂质颗粒过少，导致颗粒间凝聚、碰撞机会减少，絮体不易形成，絮凝效率降低[4]。增加混凝剂投加量通常会导致絮凝过程中污泥量增加、混凝剂残余量升高等问题[5]。因此，采用常规水处理工艺处理低温低浊水已成为国内外热点问题。

微涡流澄清池内的涡流反应器可在水流通过时产生更多的微小涡旋，增加颗粒碰撞几率，絮凝区内胶体颗粒更容易脱稳凝聚，提高了絮凝效果，从而使其处理低温低浊微污染水成为可能[6]。然而，其运行机理、流场分布和工艺运行参数等尚不明确。CFD数值模拟可以直观、准确地反映絮凝过程[7]，在絮凝动力学和絮凝区流态可视化研究方面得到广泛应用[8]。He等[9-10]通过数值模拟分析比较了不同形状的絮凝反应器内絮体形态的变化，并且探究了不同反应器高宽比下絮体的絮凝性能。同时，响应面优化方法是通过多元回归方程拟合获得最佳工艺参数[11]，该方法适用于多变量及变量之间交互作用问题[12]，其与CFD数值模拟相耦合的研究方法已应用于新型混合反应器的设计优化[13]、废水中去除氮磷[14]、光催化降解污染物[15]等水处理领域。

基于此，本研究拟采用微涡流强化混凝技术对低温低浊微污染水进行处理，利用CFD数值模拟探究不同流量下絮凝区流场流态及参数变化，考察其处理低温低浊水的处理效果，并通过响应面法对流量、混凝剂投加量及投配比进行优化，确定最优工艺运行参数，为实际工程应用提供参考。

2 试验装置与研究方法

2.1 原水水质概况

原水取自冬季华东交通大学孔目湖湖水，试验期间原水水质为典型的低温低浊水，受校园生活污水的影响，水质指标偏高，如表1所示。试验采用的混凝剂为聚合氯化铝(PAC)。

表1 试验期间原水水质指标

2.2 试验装置

试验装置为微涡流澄清池(内设絮凝第1反应室、第2反应室及斜管沉淀区)，池体尺寸D×H=2 000 mm×2 500 mm，其实物及结构尺寸如图1所示。CFD数值模拟区域为微涡流澄清池絮凝区，响应面优化试验结果数据来自微涡流澄清池中试装置。

图1 微涡流澄清池实物及结构图(标注单位：mm，高程单位：m)

在微涡流澄清池絮凝区第1反应室中放置不同型号和数量的涡流反应器，如图2所示。其中HJTM-1型涡流反应器开孔直径为25 mm，总开孔数为114，开孔率为45%；HJTM-2型涡流反应器开孔直径为35 mm，总开孔数为78，开孔率为60%。

图2 HJTM-1和HJTM-2型涡流反应器 图3 微涡流澄清池网格模型

2.3 数值模拟研究方法

数值模拟中拟定水温为5 ℃的低温情况，水的密度为999.964 kg/m3、运动黏度为1.518 9×10-6m2/s，动力黏性系数为1.518 8×10-3，水力直径为0.032 m。拟定玻璃珠为稀疏悬浮体系中的固相，粒径为100 μm[16]，颗粒密度为2 650 kg/m3。假设池体进口流速、悬浮物浓度等均匀分布，同时满足进水口处液相水流速与固相颗粒流速相同。数值模拟进口水流参数如表2所示，边界条件和求解方法如表3所示。

表2 不同流量和絮凝时间下的进口水流参数

表3 数值模拟边界条件和求解方法

流场各特征参数及其计算公式如下。

湍流强度I(%)：

(1)

雷诺数Re：

(2)

湍动能k(m2/s2)：

(3)

有效能耗散ε(m2/s3)：

(4)

紊流长度l(m)：

l=0.07L

(5)

涡旋尺度λ(m)：

(6)

式中：ReDH为雷诺数；ρ为水的密度，kg/m3；v为水流流速，m/s；d为管道直径，m；υ为运动黏度，m2/s；μ为动力黏度，(kg·m)/s；μavg为平均流速，m/s;Cμ为常数，一般取值为0.09；L为管道的水力直径，m；ε为能量耗散率。

3 结果分析与讨论

3.1 CFD数值模拟

本次研究选取的模型为三维计算模型，对计算区域采用非结构化的混合网格，对于梯度变化较大及重点区域采用加密网格，同时为分析涡流反应器附近的流场状态，对其模型周围进行局部加密。微涡流澄清池网格模型如图3所示。

结合工程应用中涡流反应器常见的投配方式，微涡流澄清池絮凝第1反应室的投配比为：2/5 HJTM-1型涡流反应器及3/5 HJTM-2型涡流反应器的组合投配，模拟流量为2.0～10.0 m3/h(相应絮凝时间为60.0～10.2 min)的流场情况。不同流量(絮凝时间)下絮凝区纵断面数值模拟结果如图4、5、6所示。

图4为絮凝区纵断面的速度矢量图，反映了微涡流澄清池絮凝区内液流走向和速度分布的情况。由图4可知，原水在上升流动过程中，液流不可避免地接触涡流反应器壁面而发生绕流，并在离开壁面的同时发生边界层分离从而沿涡流反应器形成漩涡。有助于形成更显著的速度梯度，促进颗粒的扩散和碰撞凝聚，提高絮凝效率。

图4 不同流量(絮凝时间)下絮凝反应区速度矢量图

图5为絮凝区纵断面的湍动能云图，可以直观地表现湍动能在池体中输入、转移和耗散的情况。由图5可知，随着流速的增大、絮凝时间的缩短，湍动能云图的红色区域部分颜色逐渐加深，且影响范围逐渐加大。湍动能和速度矢量云图在分布上显然具有相似性，存在内在的相互关联。涡流反应器不仅减少了黏性阻力的黏滞耗散，提高了产生漩涡促进颗粒碰撞絮凝的能量比例，而且涡流反应器的分布使得各个位置均有漩涡形成，大大提高了能量的使用率。因此从池体能量的角度考虑，微涡流澄清池用于絮凝的有效能耗散更高。

图5 不同流量(絮凝时间)下絮凝反应区湍动能云图

图6为絮凝区纵断面的有效能耗散云图，体现了由黏性耗散使涡旋传递分解产生的能量分布情况。由图6可知，随着流量的增大、絮凝时间的缩短，有效能耗散云图与湍动能云图的变化规律相似，湍动能越大，水流的黏性越大，因而有效能耗散也越大。从图中可观察到，流量增大的同时，入口处的流速、湍动能及能耗散变化最显著，这是由于进口管径较小，水流冲击作用较强，流量越大则水流的扰动作用越剧烈，易形成微尺度涡旋强化絮凝效果。随着水流向池顶缓慢前进，进口处能量的影响大小和范围不断减小，能耗不断衰减。随着流量的增大，水体平均流速、湍动能和有效能耗散均呈增大趋势。

图6 不同流量(絮凝时间)下絮凝反应区有效能耗散云图

图7为整个絮凝区(第1反应室+第2反应室)的平均湍动能、有效能耗散及涡旋尺度随流量变化曲线图，根据Kolmogorov微涡旋理论中对湍流微尺度λ0的论述：当涡旋的长度尺度与絮体颗粒粒径相近或相等时，絮凝效果最佳，可对适应微涡流澄清池的最佳流量大小作初步判定。用PAC作混凝剂产生絮体的平均粒径约为0.4～0.5 mm[17-18]，由此定义该数值为Kolmogorov湍流微尺度λ0。由图7可以看出与其对应的流量大小，约为5.5～7.5 m3/h(絮凝时间18.5～13.6 min)。

图7 不同流量(絮凝时间)下的湍动能、有效能耗散及涡旋尺度随流量变化曲线

3.2 响应面优化

根据Box-Behnken中心组合设计原理，以流量、混凝剂投加量、投配比(分别用X1，X2，X3表示)为自变量，以浊度、CODMn及UV254去除率(分别用Y1，Y2，Y3表示)为响应值，设计3因素3水平的响应面分析实验。其中流量结合上节模拟结果范围初定为5.5～7.5 m3/h(絮凝时间18.5～13.6 min)，考虑到试验的操控性及中试流量值对微涡流澄清池处理特定低温低浊水的不确定性，流量以6.0 m3/h为中心，前后步长为2.0 m3/h进行试验研究，试验因素水平及其编码见表4，响应面实验设计及结果见表5。

表4 响应面分析因素与水平

表5 响应面试验设计及结果

通过Design-Expert 8.0.6软件中响应面优化分析方法得出各交互因素对低温低浊水中浊度、CODMn和UV254去除率的响应面图，如图8、9、10所示。观察响应面图中的曲面坡度可知各因素对响应值的影响大小，坡面越陡，因素对响应值的影响越大[19]。观察等值线形状可知各因素之间交互效应的强弱，等高线呈椭圆形表示因素间交互作用显著[20]。

由图8(b)、8(c)可知，沿投配比轴向目标响应值变化最为显著，而由图8(a)、8(c)和图8(b)、8(c)可得，加药量和流量对目标响应值的影响均较小。由于涡流反应器提高了混凝剂的利用率及进水动能的利用率，将流体由宏观流动转为利用率极高、尺度与浊度颗粒近似的微涡旋形式，增加了颗粒间的有效碰撞，颗粒碰撞概率的增加大大提高了絮体形成的概率，使地表水中的悬浮颗粒、胶体、微生物等物质优先通过混凝去除[21]，对浊度的去除响应非常显著。在响应面曲面的最高点，即流量为6.33 m3/h时，混凝剂投加量为26.33 mg/L，投配比为1.83时，浊度去除率达到最大83.66%。

图8 各交互因素作用对低温低浊水中浊度去除率的响应面图

由图9并结合方差分析可知，投配比对CODMn去除率的影响极为显著，加药量为CODMn去除率的显著性影响因素，流量为非显著性影响因素。这意味着涡流反应器中混凝剂的投加提高了低温条件下混凝剂的溶解扩散效果，充分发挥了吸附电的中和作用；另一方面，涡流反应器内部形成的相对密闭空间，为絮体提供了相对良好的成长环境，促进了立体接触絮凝作用的产生，连带产生吸附效果。同时由于涡流反应器增加了水流流程，提高了水中有机物与已形成的大颗粒絮凝体的接触碰撞机会，在一定程度上提高了对CODMn的去除效果。流量、混凝剂投加量及投配比两两在响应面图中呈抛物线关系，具有极大值，即流量为6.56 m3/h、混凝剂投加量为27.13 mg/L、投配比为1.85的交汇处，CODMn去除率达到最大63.22%。

图9 各交互因素作用对低温低浊水中CODMn去除率的响应面图

由图10并结合方差分析可知，投配比对UV254去除率的影响极为显著，加药量为UV254去除率的显著性影响因素，流量为非显著性影响因素。如图10(a)，加药量和流量对UV254去除没有明显交互作用，图10(b)、10(c)显示，投配比与流量以及投配比与加药量具有一定的交互作用，但投配比与混凝剂加药量的交互作用小于对目标CODMn的交互作用。这是因为UV254所代表的腐植酸一类的物质相对难以混凝去除，特别是低温情况下，其去除率一般在30%左右，通过微涡流絮凝作用可以提高其去除效果。由于混凝剂在水体中扩散后，形成大量分布均匀的微絮体，通过吸附电的中和作用，腐植酸类物质可通过吸附于金属氢氧化物上去除。UV254去除率随着3个影响因素的变化存在极大值，即流量为6.38 m3/h、混凝剂投加量为26.96 mg/L、投配比为1.83时，UV254去除率达到最大56.75%。

图10 各交互因素作用对低温低浊水中UV254去除率的响应面图

3.3 结果验证

结合响应面优化得到的参数组合与实际情况，得出微涡流絮凝对低温低浊水中浊度、CODMn、UV254的最佳去除条件为：流量为6.41 m3/h，混凝剂投加量为26.76 mg/L，投配比为1.84。在此条件下，模型预测浊度去除率为83.63%，CODMn去除率为63.20%，UV254去除率为56.74%。为了检验响应面法所得结果，采用以下工况：流量为6.4 m3/h，混凝剂投加量26.8 mg/L，投配比为2进行3次重复性验证试验，结果如图11所示。

图11 最优工况下浊度、CODMn、UV254去除率的验证试验结果

由图11得出，验证试验浊度去除率为85.48%，CODMn去除率为63.84%，UV254去除率为55.37%，与预测值相近，说明回归方程的预测值与试验值之间具有较好的拟合度。其中流量与CFD数值模拟预测值非常接近，验证了CFD与Kolmogorov微涡旋理论结合的可行性。此时最佳参数组合为：流量为6.4 m3/h，混凝剂投加量为26.8 mg/L，投配比为2。

4 结 论

利用CFD数值模拟剖析不同流量下絮凝区流场流态及流场参数，并以流量、混凝剂投加量、投配比为自变量，以浊度、CODMn及UV254等指标的去除率为响应值，进行3因素3水平的响应面分析试验，并进行多元回归拟合分析，结果表明：

(1)随着絮凝时间的减少，絮凝区平均湍动能与有效能耗散及其变化率逐渐增大，而平均涡旋尺度及其变化率逐渐减小；结合CFD数值模拟和Kolmogorov微涡旋理论，预测最佳流量为5.5～7.5 m3/h(相应絮凝时间18.5～13.6 min)。

(2)将响应面优化得到的参数组合进行3次重复性验证试验，验证试验去除率与CFD数值模拟和响应面优化的预测值相近，说明数值模拟和回归方程的预测值与试验值之间具有较好的拟合度，表明CFD与Kolmogorov微涡旋理论结合的可行性。

(3)微涡流絮凝工艺处理低温低浊水的最佳工艺参数组合为：流量为6.4 m3/h、混凝剂投加量为26.8 mg/L、投配比为2(第1反应室内2/5占比HJTM-1型+3/5占比HJTM-2型涡流反应器)。此时，浊度、CODMn、UV254去除率分别为85.48%、63.84%和55.37%。