電子束輻照水處理反應器的CFD模擬與優化

丁 瑞,茅澤育,王建龍(1.清華大學水利水電工程系,北京 100084；2.南京水利科學研究院,江蘇 南京210029；.清華大學核能與新能源技術研究院,北京 100084)

電子束輻照水處理反應器的CFD模擬與優化

丁 瑞1,2,茅澤育1*,王建龍3(1.清華大學水利水電工程系,北京 100084；2.南京水利科學研究院,江蘇 南京210029；3.清華大學核能與新能源技術研究院,北京 100084)

以處理量較大的射流式電子束輻照水處理反應器為例,運用計算流體力學方法,以反應器出口水流流速分布均勻為目標,對反應器內部水流的水動力特性及反應器構型對出口水流流速分布均勻性的影響進行了研究,并據此優化反應器的構型.研究結果表明,影響反應器水動力特性的關鍵構型參數為反應器進口管徑、反應器水平收縮段長度和反應器彎曲段構型.反應器進口管道直徑越大、水平收縮段長度越大,則反應器出口水流流速分布越均勻.最終確定最優反應器的構型參數為:進口管徑 0.2m,水平收縮段長度 0.45m,反應器彎曲段構型貼合水流運動方向.計算結果表明,最優反應器的水動力條件得到極大改善,反應器出口水流流速分布非常均勻.物理模型試驗驗證了最優反應器出口水流流速分布的均勻性.

電子束輻照水處理；反應器流體力學特性；計算流體力學；反應器優化；構型參數

近年來,電子束輻照技術在水處理領域已得到了發展與應用[1-2].電子束輻照處理污水的原理是:水體接受輻照的瞬間發生輻射水解反應,產生3種活性粒子(羥基自由基?OH、水合電子和氫自由基?H)與污水中的各種污染物發生物理、化學反應,從而達到凈化污水的目的[3-4].電子束輻照水處理效率高,尤其適用于傳統水處理方法難以去除的有機污染物的降解[5-6].目前國內外對運用電離輻射技術處理不同類型污水的生物和化學效應,已有深入的研究[7-9],而對電子束輻照水處理反應器流體力學特性的研究較為薄弱[10].

流體是水處理反應器中物質和能量傳遞的主要載體,反應器內的流動特性直接影響和制約反應器的處理效率[11-12].電子束下水流的水動力特性直接決定了水流吸收劑量分布的均勻性,從而決定了電子束輻照水處理的效率.目前對電子束輻照水處理反應器的研究主要采用試驗方法簡單測量水流的平均流速與厚度[13-25],忽略了水流細部的水動力特性,缺乏系統的對反應器流體力學特性的研究,從而影響和制約了電子束輻照水處理的效率.運用計算流體力學方法可以較為準確和方便的獲取水流細部的水動力特性,計算流體力學在氧化溝、流化床、紫外燈消毒等水處理反應器研究與優化方面已得到了廣泛應用

[26-29].然而,在電子束輻照水處理反應器領域,至今沒有相關研究.

根據水流流動方式的不同,可將電子束輻照水處理反應器分為瀑布式[15-16]、噴霧式[17-18]、上流式[19-20]、射流式[21-24]和折流式[25]反應器五種類型.根據電子束穿透深度小、掃描寬度大的特點,電子束下水流應是寬度大的薄層水流[15].為使水流吸收劑量分布均勻,水流在電子束下的停留時間應均勻分布,即電子束下薄層水流的厚度與流速應均勻分布.射流式反應器處理量較大,水平射出的水流相對比較容易形成厚度與流速均勻分布的薄層水流,其形態取決于反應器內部水流的水動力特性及反應器本身的構型.本文采用計算流體力學的方法建立三維水動力學模型,研究射流式反應器內部水流的水動力特性,以反應器出口水流流速分布均勻為目標對反應器構型進行優化.

1 反應器三維水動力數值模型

1.1 數值模擬反應器的構型

反應器出口應為狹長矩形,以形成寬度大、流速與厚度均勻分布的薄層水流;反應器進口應為圓形管道,以方便與進口管道對接.因此,水流從反應器進口到出口,需經歷擴散和收縮的過程.過流斷面增大引起的水流擴散,容易導致水流流速分布不均勻;而過流斷面減小引起的水流收縮,使得流速分布相對均勻;因此反應器應先將進口管道斷面擴大,然后平滑且緩慢的收縮斷面直到形成狹長矩形截面的出口.由于重力的作用,水流經反應器由下往上流動,容易形成流速較小、紊動強度較弱且更穩定的水流.此外,反應器的過流斷面應避免突然的變化.基于以上流體力學的基本原理,與至今對射流式反應器的研究[21-24],確定反應器的初步構型如圖1所示.

圖1 初始反應器的構型Fig.1 The configuration of the primary EB reactor①為進口管道段,②為豎直擴散段,③為彎曲段,④為水平收縮段,⑤為水平出口段

為滿足電子束穿透深度和掃描寬度的要求,反應器出口設計厚度 H = 4mm,出口寬度 B = 1.5m,反應器出口水流的設計流速V = 4m/s.確定初始反應器進口管道直徑d = 0.12m.

1.2 控制方程

反應器內部水流運動過程中不可壓縮,其流動可用不可壓縮的連續方程和動量方程描述:

式中:ρ為流體密度;u為流速;p為壓強;f為質量力;ν為運動粘性系數.

采用雷諾時均方法(RANS)求解控制方程,即將控制方程中的各物理量U用平均值和脈動值 U′表示(即求解時均化的雷諾方程.在求解雷諾方程過程中,除了時均項,還產生了脈動流速的相關項又稱為雷諾應力.為了求解雷諾應力項以封閉方程組,采用紊流模型:

1.3 邊界條件

為了求解以上封閉的方程組,需要給出合適的邊界條件.反應器壁面采用無滑移壁面邊界條件;反應器管道進口采用流速進口邊界條件,即給定進口的平均流速,進口流速由設計流量和進口斷面面積計算得出;出口邊界條件設為壓強出口,由于水流經反應器出口直接射入空氣中,出口壓強設為標準大氣壓.

1.4 數值離散方法

采用有限體積法離散控制方程,即將計算區域劃分為一系列不重復的控制體積,并使每個網格節點周圍都有一個控制體積,將待解的微分方程對每一個控制體積積分,便得出一組離散方程.采用SIMPLE算法求解離散形式的控制方程.為提高計算精度,動量方程、k方程和ε方程都采用二階迎風格式.

1.5 網格劃分

反應器結構復雜、且形狀不規則,因此應主要采用四面體結構網格.反應器進口管道段①、豎直擴散段②和彎曲段③采用四面體結構網格;反應器水平出口段⑤為規則六面體,采用六面體結構網格;反應器水平收縮段④的Y方向尺寸變化較大,應采用網格尺寸漸變的四面體結構網格.

為確定網格劃分是否足夠精細以獲得精確的計算結果,需要對網格數量進行獨立性分析.本文主要研究反應器出口水流流速分布的均勻性,因此選擇反應器出口水流沿 X方向的最大流速uXmax進行收斂性分析,計算結果如圖2所示.

圖2 初始反應器數值計算的網格獨立性分析Fig.2 Mesh independency study of the primary reactor

本文認為采用兩個不同網格數量的反應器模型計算結果相對誤差e小于0.1%時,即達到收斂,相對誤差e定義為:

從圖2可以看出,當初始反應器網格劃分數量 Ne達到或超過 204萬時,數值計算結果收斂.在本文所有的數值計算中,均對不同反應器網格劃分情況進行了網格獨立性分析.

2 數值計算結果與分析

2.1 初始反應器數值計算結果及分析

選取垂直于X、Y和Z方向的3個截面(A、C和B)來描述反應器內部水流的三維流場,3個截面的位置如圖3所示,計算得出反應器內部流線如圖4所示,截面A和C的流速矢量如圖5和圖6所示.

對于初始反應器,水流在反應器垂直部分沿X方向擴散;當水流從垂直部分流動到靠近出口的水平段時,部分水流回流,如圖5所示,這容易引起反應器出口水流流速分布不均勻.水流回流主要是因為反應器彎曲段③的曲率太大,使水流運動方向不貼合反應器內壁.在反應器水平部分,如圖6所示,水流沿X方向繼續擴散,靠近反應器出口時,水流沿X方向仍有流速分量,即反應器出口水流流速分布不均勻,這主要是因為水流在反應器水平收縮段④的擴散不夠充分.

圖3 反應器3個截面的位置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為反應器出口截面中心點Y坐標

圖4 初始反應器內部水流流線(m/s)Fig.4 Stream line within the primary reactor (m/s)

圖5 初始反應器截面A的流速矢量圖(m/s)Fig.5 Velocity vector diagram of the profile A of the primary reactor (m/s)

圖6 初始反應器截面C的流速矢量圖(m/s)Fig.6 Velocity vector diagram of the profile C of the primary reactor (m/s)

2.2 反應器構型對水動力特性的影響分析

通過以上對初始反應器內部流場的分析,可以得出反應器出口水流流速分布不均勻的可能原因主要為:(1)反應器進口管道直徑較小、水流流速較大,不利于水流擴散,導致水流未充分擴散就從反應器出口射出;(2)反應器水平收縮段④的長度L較小,導致水流沿寬度(X)方向擴散不夠充分就射出反應器;(3)反應器彎曲段構型設計不合理,即彎曲段③的構型與水流運動方向不貼合,導致水流在彎曲段后方出現回流,不利于在反應器出口處形成流速分布均勻的水流.

為方便對以上3種原因進行分析,可將以上3種原因分布概化為3個參數:(1)反應器進口管道直徑d;(2)反應器水平收縮段④的長度L;(3)反應器彎曲段構型是否改善,即反應器構型是否與水流流速方向一致.

為確定以上各參數對反應器內部水流水動力特性與反應器出口水流均勻性的影響,確定25種計算工況,選取其中 9種典型計算工況如表 1所示,其中計算工況1為初始反應器.反應器出口水流不均勻主要是由于水流有X和Y方向的流速分量(反應器出口水流沿 Z方向),因此用反應器出口X和Y方向最大流速反映出口水流的不均勻性,各工況的計算結果如表1所示.

由表1可見,反應器出口水流沿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,即反應器出口水流流速分布的不均勻主要體現在水流沿 X(方向有一定的流速分量.因此,本文用maxXu V表示反應器出口水流的不均勻程度,其中maxXu 為反應器出口水流沿寬度 X方向的最大流速,V為反應器出口的設計流速,等于出口平均流速;maxXu V越小,反應器出口水流流速分布越均勻.

表1 反應器數值模型的計算工況與計算結果Table 1 Simulation cases and results of the CFD model of the reactor

圖7 進口管徑d對出口水流流速均勻性的影響Fig.7 The influence of the reactor inlet diameter on the uniformity of the reactor outlet velocityuXmax為出口水流沿X方向的最大流速,V為出口流速

2.2.1 進口管徑對出口水流均勻性的影響 根據表1各工況的計算結果,可以得出反應器進口管徑d對出口水流流速分布均勻性(uXmaxV)的影響如圖7所示.從圖7可以看出,反應器進口管徑d越小,反應器出口水流流速分布越不均勻.當反應器進口管徑較大時(d = 0.2m),出口水流沿寬度 X方向的最大流速 uXmax=0.02V,可以忽略水流沿寬度X方向的流動,水流流速分布均勻.

引起圖7曲線的可能原因為:反應器進口管徑d越大、流速越小,反應器在豎直段②的擴散程度越大,則反應器出口水流均勻性越好.為探究反應器進口管徑d對豎直段②擴散程度的影響,用水流擴散角θ表示表示水流沿豎直擴散段的擴散效果,如圖8所示.

圖8 反應器豎直段水流擴散角示意Fig.8 Flow diffusion angle of the reactor vertical part

其中,L1表示水流進入豎直段②的寬度,L2表示水流在豎直段擴散后的寬度,h1表示擴散段的長度,如圖8所示.

水流擴散角θ可以表示為:

圖9 進口管徑d對豎直段擴散角θ的影響Fig.9 The influence of the reactor inlet diameter on the flow diffusion angle of the vertical part

根據式(6),計算得出豎直段擴散角θ隨進口管徑d的關系如圖9所示.從圖9可以看出,進口管徑d越大,豎直段擴散角θ越大,即擴散效果越好.進口管徑 d≥ 0.16m 時,擴散角θ變化幅度較小;d ＜ 0.16m 時,擴散角θ變化幅度較大.因此,最終選擇反應器進口管徑d = 0.2m,對應進口流速u0= 0.76m s .

2.2.2 水平收縮段長度對出口水流均勻性的影響 根據表1各工況的計算結果,可以得出反應器水平收縮段長度 L對出口水流均勻性的影響如圖10所示.

圖10 水平收縮段長度對出口水流流速均勻性的影響Fig.10 The influence of the length of the horizontal contraction part on the uniformity of the reactor outlet velocityL為水平收縮段的長度,B為反應器出口寬度,uXmax為反應器出口水流沿寬度X方向的流速,V為反應器出口設計流速

從圖10可以看出,反應器水平收縮段長度L越大, uXmax越小,即反應器出口水流均勻性越好.當反應器水平收縮段長度L = 0.6m時,反應器出口水流均勻性較好;當反應器進口管徑d = 0.2m時,水平收縮段長度 L對出口水流均勻性的影響較小.當 L/ B= 0.3,即L = 0.45m時,對應 uXmax=0.01V;即d = 0.2m、L = 0.45m條件下即可使反應器出口水流流速分布均勻.因此,選擇反應器水平收縮段長度L = 0.45m,反應器進口管徑d = 0.2m.

2.2.3 彎曲段構型改善對出口水流均勻性的影響 對于初始反應器,彎曲段③的構型不貼合水流的流速方向,水流在彎曲段后方出現回流,不利于反應器在出口形成流速分布均勻的水流.反應器彎曲段構型應與水流的運動方向一致.

以計算工況8(d = 0.2m、L = 0.45m)為例,說明彎曲段構型改善的過程與結果.從圖 11可以看出,反應器彎曲段構型改善后,水流流動方向貼合反應器內壁,避免了水流回流,減小了水流運動阻力.

圖11 彎曲段構型的改善前后截面A流速矢量圖對比(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種典型計算工況彎曲段構型改善對出口水流流速分布均勻性的影響如表 1所示.從表 1可以看出,反應器彎曲段構型改善后,出口水流沿X方向和Y方向的最大流速有所減小,但減小的幅度很小,即反應器彎曲段構型改善對出口水流均勻性影響較小,起到稍微改善的作用.此外,反應器彎曲段構型改善也優化了反應器內部水流流場,避免了水流回流,在反應器優化方面應采用該彎曲段構型的改善.

3 最優反應器的水動力特性及試驗驗證

3.1 最優反應器的水動力特性

基于上述反應器構型參數對反應器內部水動力特性及出口水流均勻性的影響分析,確定優化反應器構型參數為:d = 0.2m,L = 0.45m,彎曲段構型改善.在此基礎上,把反應器豎直段②的側壁做成拋物線狀,以改善水流在垂直部分的流場,從而得到最優反應器,最優反應器外形及反應器內部流線如圖12所示.

最優反應器幾何構型的主要參數為:進口管道①的直徑為 0.2m;豎直擴散段②的高度為0.5m,側壁為拋物線;彎曲段③貼合水流流速方向;水平收縮段④的長度為 0.45m,水平出口段⑤的長度為0.06m,寬度為1.5m.

圖12 最優化反應器與反應器內部水流流線(m/s)Fig.12 Optimal reactor and the stream line within the optimal reactor (m/s)

圖13 最終優化反應器截面B、C的流速矢量圖(m/s)Fig.13 Velocity vector diagram of the profile B and C of the optimal reactor (m/s)

最優反應器的主要動力學參數為:反應器進口流速為0.76m/s,反應器出口流速為4m/s.

最優反應器截面A的流速矢量圖如圖11(b)所示,從圖 11(b)可以看出,水流在反應器彎曲段的流動與反應器內壁貼合.從圖 13可以看出,水流在垂直部分擴散的效果較好;水流在水平收縮段④沿X方向繼續擴散,靠近反應器出口時水流垂直出流,水流流速沿寬度方向(X方向)均勻分布.通過對初始反應器與最優反應器的流線與流場進行對比,可以看出最終優化反應器內部的水動力條件得到了極大的改善.

3.2 最優反應器水動力特性的試驗驗證

為驗證反應器水動力模型數值計算結果的正確性,需運用試驗的方法測量最優反應器射出水流流速與厚度分布的均勻性,并與數值計算結果進行對比和驗證.

圖14 反應器射出水流的流速與厚度分布Fig.14 Velocity and thickness distribution of the flow ejected from the optimal reactorB為反應器出口寬度,V為出口設計流速,u為出流水舌流速,H為反應器出口設計厚度,h為反應器射出水流的厚度

對最優優化反應器進行制造加工,采用雷達波測量反應器射出水流的流速,其測速原理是利用雷達波的多普勒效應,可表達為:其中,c為雷達波在空氣中的傳播速度;f為雷達發射波頻率;df為雷達發射波與雷達回波(頻率為之間的多普勒頻差α為雷達發射波入射流體液面的角度.

采用水位測針測量反應器射出水流的厚度.測量水流厚度的步驟主要為:(1)在射出水流的上下方分別布置兩枚水位測針;(2)當兩枚水位測針的針尖彼此接觸時,記錄水位測針的讀數為測針零點,分別為A1和B1;(3)調整測針使上下兩枚測針分別接觸水流的上下表面,記錄此時測針讀數分別為 A2和 B2;(4)測試點水流厚度可表示為

試驗測量得出反應器射出水流流速與厚度沿寬度(X)方向的分布如圖14所示.從圖14可以看出,最優反應器射出水流的流速與厚度沿寬度方向(X方向)分布均勻,試驗結果與數值計算結果吻合較好.

4 結論

4.1 影響反應器水動力特性的關鍵構型參數為:反應器進口管徑d、反應器水平收縮段長度L和反應器彎曲段構型.反應器進口管徑越大、反應器水平收縮段長度越大,則反應器出口水流流速分布均勻性越好;反應器彎曲段構型貼合水流運動方向改善了出口水流流速分布的均勻性.

4.2 最終確定最優反應器的構型參數為:進口管徑d = 0.2m,水平收縮段長度L = 0.45m,反應器彎曲段構型貼合水流運動方向.數值計算結果表明,最優反應器的水動力條件得到極大改善,反應器出口水流流速分布非常均勻.

4.3 采用雷達波和水位測針測量最優反應器射出水流的流速與厚度分布,試驗結果表明反應器射出水流的流速與厚度分布均勻,從而驗證了數值計算結果的正確性.

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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,江蘇宿遷人,清華大學博士研究生,主要從事計算流體力學在水處理中的應用研究.發表論文3篇.

2016-07-16

國際科技合作項目(2011DFR00110)

* 責任作者, 教授, maozeyu@tsinghua.edu.cn