基于栅条式微涡絮凝的隧道废水处理技术数值模拟

2024-03-05张东海

兰州理工大学学报 2024年1期

张东海

(中铁第一勘察设计院集团有限公司, 陕西西安 710043)

随着国内铁路运输的高速发展以及铁路沿线环保要求的日益提高,铁路建设施工期隧道废水的处理问题日益凸显.目前主要采用沉砂、混凝沉淀、水旋澄清等工艺对隧道废水中的目标污染物(suspended substance,SS)进行去除.去除率一般可达到60%～85%[1-4],能够满足现行《污水综合排放标准》(GB 8978—1996)[5]一级标准中SS为70 mg/L的排放要求.但在一些环境敏感区域的新建铁路已经开始执行《地表水环境质量标准》(GB 3838—2002)[6],部分地区要求SS出水小于25 mg/L.同时由于现场施工面积有限,缺乏专业技术人员,这对废水处理设备的处理效率及可靠性都提出了很高的要求.因此为进一步提升水处理设备的处理效率及处理精度,很多学者开始从混凝动力学入手,试图找到一种可以加速颗粒碰撞,提升混凝反应的途径.目前具有代表性的高效除浊混凝理论是1962年由Levich先生提出的微涡混凝理论[7-8].该理论指出当反应器内形成与颗粒尺度相近的涡旋时才能加剧颗粒之间的碰撞从而实现高效絮凝.王绍文[9]在传统给水处理工艺基础上开发了涡旋混凝低脉动沉淀净水处理技术,依靠流道上布设的多层小孔眼网格使水流穿越网格后形成微涡旋,利用微涡旋的离心惯性效应和剪切效应完成颗粒的高速聚集.童祯恭等[10]研发了涡流网格絮凝反应器,利用网格状的空心球体在流场中提供用于混凝的微涡旋,实现高效混凝的目的.此外在一些絮凝设备改良以及新型絮凝反应器中均不约而同的采用了类似的原理.例如网格絮凝池[11]、空心涡旋絮凝球[12]、法兰式管道絮凝器[13]等.

基于上述废水高效除浊技术,本文从微涡絮凝技术出发,通过数值模拟手段对不同结构形式的造涡栅条进行分析,并在此基础上进行模拟隧道废水处理实验验证,论证微涡强化絮凝技术在隧道废水处理上的可行性.

1 有限元分析计算

1.1 计算模型建立

选用直径为110 mm的圆柱体作为反应器,在距离反应器底部150 mm处设置两根切向进水管,进水管内径为6 mm.在进水管上方50 mm处设置用于制造微涡旋的栅条式微涡发生器.建模后的模型如图1a所示,栅条式微涡发生器模型如图1b所示.

图1 反应器及扰流栅条模型Fig.1 Model of reactor and grids

1.2 计算参数及计算模型确定

1) 模型简介

本文主要针对栅条式微涡发生器的结构参数作为研究变量,以边长为5 mm的方形栅条作为基准栅条(图1b),栅条呈十字形布置,每侧布置3根栅条,高度分别为200、400、600 mm,栅条两两之间的间距为11 mm.分别考虑栅条粗细、布置间距、长度对废水的混凝效果.选取反应器内特征断面的湍动能、湍耗散作为反应器混凝的混凝动力学指标.根据该类指标评选最优形式的栅条并进行实验验证.

2) 网格划分

实验过程中采用Solidworks建立计算模型,采用ICEM软件进行网格划分.为了进一步提高数值模拟精度,对反应器壁面处以及栅条表面的网格进行加密处理,经过多次网格独立性检验,最终计算网格数量为7 654 029,所用软件均为试用版.

3) 边界层条件及计算模型选择

反应器入口处选择速度入口(velocity-inlet),出口选择压力出口(pressure-outlet),默认出口处为标准大气压.设置进口流速为1.5 m/s,进口处湍流强度为5.13%,出口处湍流强度为6.77%.选择Z轴方向为重力方向,设置重力加速度-9.8 m/s2.为保证模拟结果尽可能贴合旋流场特征,计算过程中选取具有旋流修正项的RNGk-ε模型.

4) 评价指标选取

混凝动力学的流场表征参数主要有湍动能k、湍耗散ε等[14-15].其中湍动能主要通过雷诺切应力做功为湍流提供能量,通常流体区域内的k值越大,单位质量流体的紊动程度越剧烈,涡旋数量及其剪切力越强,有利于形成较为致密的絮体.湍动能耗散率(简称湍耗散)主要指涡旋在衰减过程中的粘性耗散,是对颗粒碰撞聚集所需的有效能量的表达.

2 数值模拟结果与分析

2.1 栅条粗细对流场混凝效率的影响

采用Tecplot软件对反应器不同高度特征断面的湍动能及湍耗散分布云图进行绘制.不同粗细栅条下的湍动能对比云图如图2所示.由图2可知,流场中分别加入边长为5 mm和10 mm的两种栅条后,湍动能均发生明显激增,其中沿径向方向最外侧栅条迎流面处湍动能最大,流场紊动最剧烈.同时5 mm栅条对于初始段流场的扰动作用较小,在Z=300 mm的断面上,其中心区域内出现低湍动区,流场的能量维持效果较好.在此基础上进一步对反应器特征断面的湍耗散分布进行分析,湍耗散云图分布如图3所示.由图3可知,两种不同粗细的栅条其湍耗散ε的分布较为接近,均在栅条的迎流面以及反应器边壁处产生较强的湍耗散.

图2 不同粗细栅条沿反应器高程方向湍动能分布云图Fig.2 Turbulent kinetic energy distribution along the reactor elevation for different thicknesses of grids

图3 不同粗细栅条沿反应器高程方向湍耗散分布云图Fig.3 Cloud plot of turbulent kinetic energy dissipation rate along the reactor elevation for different thicknesses of grids

为进一步明确不同粗细的栅条对流场内的湍动能及湍耗散的影响,在对上述云图分析的基础上进一步分析各断面的湍动能及湍耗散均值.不同粗细栅条沿反应器高程方向各特征断面的平均湍动能变化情况如图4所示,选用5 mm栅条时,200 mm处的平均湍动能可达9.43×10-4m2/s2,而直径10 mm的栅条较之5 mm栅条的平均湍动能下降了5.12%.在250 mm断面处,10 mm栅条较之5 mm栅条有3.42%的提升.在250 mm后,10 mm栅条在流场中的平均湍动能均低于5 mm栅条.这表明10 mm栅条的引入对絮凝流场造成极大的阻碍,致使流场紊动降低.

图4 不同粗细栅条沿反应器高程方向平均湍动能变化

图5为不同粗细栅条沿反应器高程方向各特征断面的平均湍耗散变化情况.由图5可知,反应器各断面的平均湍耗散变化规律与湍动能的变化规律一致.在200 mm断面处,5 mm栅条的平均湍耗散较之10 mm栅条提升了29.12%,但在250 mm断面处,5 mm栅条的平均湍耗散较之10 mm栅条减少了25%.在250 mm后,5 mm栅条引起的平均湍耗散均高于10 mm栅条.

图5 不同粗细栅条沿高程方向平均湍耗散变化

上述数值模拟实验结果表明,流场内的栅条过粗会导致流场的紊动减弱,湍动能和湍耗散都会产生不同程度的下降,致使颗粒的初期碰撞和后期聚集程度都会减弱.因此在混凝过程中宜选择边长为5 mm的栅条.

2.2 栅条布置间距对流场混凝效率的影响

在上述模拟模型基础上,控制栅条粗细为5 mm,将栅条布置间距从11 mm缩小至3 mm进行比对.图6和图7分别为不同粗细栅条沿反应器高程方向的湍动能分布云图和湍耗散分布云图.由图6可知,当栅条间距减小至3 mm时,水流的旋流过程会受到很强的阻碍,从而在栅条的背流面处形成4个三角形状的低湍动区.这与采用粗栅条形成的流场是较为相似的.当水流进一步运动至500 mm以后两种流场的状态基本一致,仅在栅条迎流面处有明显的局部紊动.由图7可知,当栅条间距从11 mm缩减至3 mm时,在200 mm断面处湍动能降低了19.8%,到400 mm断面时,湍动能仍有16.5%的降幅.这表明,栅条间距缩短后,流场的湍动能值会在栅条的间隙处发生局部激增,但是流场整体的湍动能值处于下降水平,这将不利于药剂在水中的湍流扩散以及初始颗粒的碰撞.

图6 不同栅条布置间距下流场湍动能云图Fig.6 Turbulent energy cloud of flow field with different grid arrangement spacing

图7 不同栅条布置间距下流场湍耗散云图

图8和图9分别为栅条间距在11 mm和3 mm时反应器沿高程方向各断面的湍动能和湍耗散平均值.由图8可知,流场内的栅条间距由11 mm降至3mm时,流场的湍耗散分布由原先的扇叶状分布转变为三角分布.同时由于栅条间距的减小致使流场内阻滞作用增加,流场内的低湍耗散分布区明显增加,进一步观察500～700 mm断面可知,栅条间距为11 mm时,虽然水流的旋流能力减弱,但是在栅条的背流面处仍存在一定程度的旋流迹象.当栅条间距减小至3 mm后这种旋流迹象明显减弱.由图9进一步可知,栅条间距减小后,断面的平均湍耗散分别出现不同程度的降低,降低幅度为13.3%～20.1%.

图8 不同栅条布置间距下沿反应器高程的湍动能分布变化Fig.8 Variation of turbulent energy distribution along the reactor elevation with different grate arrangement spacing

以上结果表明过小的栅条间距会增加旋流反应器内的阻滞作用,反应器各断面的湍动能和湍耗散都会降低,水流的紊动效果变弱,致使颗粒在混凝过程中得不到足够用于碰撞聚集的能量,从而絮凝效率降低.因此栅条间距宜选择为11 mm.

2.3 栅条长度对涡旋流场的影响

在上述模拟模型基础上,控制栅条粗细为5 mm,栅条间距为11 mm,延长原模型中栅条的长度,将200、400、600 mm的栅条高度调整为400、600、800 mm后进行对比.其中200、400、600 mm的栅条简称为246组合,400、600、800 mm的栅条简称为468组合.

图10和图11分别为两种不同长度组合的湍动能及湍耗散各特征断面的云图分布情况.由图10可知,两种不同的组合形式下,各断面的湍动能分布并未发生明显变化.说明栅条尺寸和栅条间距一定时,栅条自身长度并不会对湍动能的水平分布产生显著影响.由图11可知流场内的湍耗散分布与湍动能分布情况基本一致.在300～500 mm区间内,两种长度组合的栅条湍耗散分布基本一致.但在600～700 mm区间,可以明显看到468组合的栅条表面能产生更强的耗散波动.

图11 不同栅条长度布置条件下的湍耗散云图Fig.11 Turbulent kinetic energy dissipation rate clouds for different grid bar length arrangements

图12和图13分别为栅条采用246组合及468组合形式下反应器沿高程方向各断面的湍动能和湍耗散平均值.由图12可知,流场内栅条加长后,在200 mm处湍动能下降9.75%,在200～600 mm区间内,468组合的湍动能始终略低于246组合.但从600 mm以后,468组合即长栅条反应器内的平均湍动能开始高于246组合.由图13可知,在200 mm处468组合栅条的平均湍耗散较之246组合降低了6.05%,但在600 mm断面处468组合的栅条较之246组合提升了12.16%.

图12 不同栅条组合沿反应器高程的湍动能分布变化

图13 不同栅条组合沿反应器高程的湍耗散分布变化

以上结果表明,加长栅条可以起到能量重新传导分配的作用.在长栅条区,水流中的能量可以通过栅条传递至反应器中后段,为絮凝中后期的絮体进一步提供用于聚集的能量.因此宜选用468组合的栅条作为最优栅条长度组合.

3 实际处理效果对比验证

3.1 实验方法

隧道废水中主要的目标污染物为悬浮物SS,其质量浓度一般为100～2 000 mg/L左右[3-4].目前对于隧道废水的研究,由于采用重量法测试SS较为繁琐耗时,普遍采用浊度作为废水处理评价指标[16].同时废水中的SS质量浓度与浊度本身存在线性关系,一般SS质量浓度是浊度的1.62倍[16-17].同时由于隧道废水本身的SS来源就是由于隧道爆破产生的矿物类粉尘.因此选用高岭土作为模拟废水的致浊物质,配置浊度为1 300～1 400 NTU(SS质量浓度为800～850 mg/L)的模拟废水进行实验.根据前述数值模拟结果,选取5 mm栅条,布置间距为11 mm,采用同数值模拟一致的十字布置方法进行栅条排布.单侧栅条选用400、600、800 mm组合进行水力实验.实验中选取聚合氯化铝(PAC)作为混凝剂,混凝剂投加量为110 mg/L.反应器内停留时间为2.05 min,沿时间方向从反应器的出口断面处进行取样.水样沉淀15 min后测试上清液浊度.

为进一步保证数值模拟和水力实验结果的一致性,选用多普测超声测速仪对反应器不同断面的流速进行测试,并将实际反应器的测速结果与数值模拟结果进行对比.

3.2 模型速度场检测

图14为反应器流速测试对比结果,由图14可知,数值模拟特征断面流速值与实测流速值规律一致,表明模拟流场结果可以反应实际混凝流场的效果.但数值模拟结果略大于实测数据,其原因在于数值模拟过程中未考虑悬浮颗粒在碰撞混凝中的能耗.

图14 数值模拟速度与流场实际速度对比

3.3 模型出水效果检测

图15为栅条式微涡发生器不同运行时间的出水浊度及浊度去除率变化情况,由图15可知,反应器内加入栅条式微涡发生器后,模拟废水的剩余浊度在50 min内发生锐减,其上清液浊度在反应50 min时达到50.14 NTU,去除率稳定达到96.14%.反应持续6 h后,出水浊度始终稳定在50 NTU以下,SS质量浓度低于25 mg/L,能够满足相应处理标准.这表明该种微涡旋混凝工艺可以作为隧道废水高效处理的一种处理工艺.