基于CFD的堆肥反應器通氣攪拌結構優化設計

張金強,劉仁鑫,楊衛平

(江西農業大學 工學院,南昌 330045)

0 引言

堆肥反應器中氧氣的含量和分布是影響好氧堆肥反應進程的關鍵因素[1-2],即氧氣含量越高,分布均勻性越好,更有利于獲得大的相間接觸面積,從而加快堆肥的速度,提高堆肥質量。堆肥反應器通氣攪拌結構的分散性能是影響反應器內氧氣含量和分布的重要因素,隨著畜禽規模化養殖、畜禽廢棄物的處理壓力日益加重,優化堆肥反應器的通氣攪拌結構,以提高其分散性能,對改善堆肥反應器的堆肥性能具有重要意義。

近年來,國內外學者對反應器的攪拌結構進行了大量研究[3-4]。Roman,R等[5]設計了一種能增強氣液混合性能和降低攪拌功率的穿孔式Rushton槳。楊鋒苓等[6]設計了一種比標準CD-6槳更適用于氣液混合的錯位CD-6槳。宋月蘭[7]等對三層組合槳氣液攪拌反應器的內部流場和氣體分布進行了模擬。張旭等[8]對攪拌槳葉的直徑等結構參數進行了試驗研究,并得到了最優組合。

從國內外研究現狀來看,目前對傳統攪拌槳只起到攪拌功能的攪拌結構的性能、混合特性和結構參數等均進行了較多的研究,而對堆肥反應器中的通氣攪拌結構這類可同時實現通氣和攪拌功能的新型攪拌結構的研究卻偏少。為此,使用CFD方法對搭配不同通氣攪拌結構的實驗室用堆肥反應器進行氣液兩相流模擬,分析模擬結果,比較出一種較優結構,進一步對較優結構的槳葉安放角進行優化研究,從而尋找出通氣攪拌結構參數的最優組合,為堆肥反應器的設計、放大和理論研究提供參考。

1 計算模型

1.1 物理模型

計算模型按照實驗室用堆肥反應器進行簡化,結構如圖1所示。其中,反應器罐體為平底圓柱形,內徑D為1m,高度H為1m,設計裝液高度為0.8m,攪拌軸和通氣槳葉都為空心結構且連通,同時在通風槳葉后側兩壁面上等距各打有50個直徑d為0.01m的通氣孔;除未打孔外,攪拌槳葉和通風槳葉外形相同,兩者攪拌直徑T都為0.863m,槳葉安放角θ都為45°。

3種通氣攪拌結構如圖2所示。其中,A為單層通風槳葉結構,B為單層通氣槳葉雙層攪拌槳葉結構,C為三層通風槳葉結構;底層槳葉到反應器底部的距離M為0.064m,多層槳葉的層間距S為0.35m,且各層槳葉均勻交錯分布。工作時,氣體通過軸的上端進入到攪拌軸和通風槳葉的空心區域,再經通風槳葉上的通氣孔進入到反應倉內同時通風槳葉和攪拌槳葉都對氣液混合物進行攪拌作用。

圖1 堆肥反應器及兩種槳葉結構示意圖

圖2 3種通氣攪拌結構示意圖

1.2 工況條件

模擬介質為水—空氣體系,物料相關參數如表1所示。模擬工況為轉速24r/min,進口氣體流速5m/s。

表1 模擬物料相關參數

2 數值模擬

2.1 控制方程

采用Eulerian-Eulerian雙流體模型模擬氣液兩相的混合[9-10],模型的基本方程主要包括質量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程,在恒溫體系下則不考慮能量守恒方程。質量守恒方程為

(1)

動量守恒方程為

(2)

其中,ρi、αi和ui分別為第i相的密度、相含率和相速度,p為壓力,τi為雷諾應力張量,g為重力加速度,Fi為奧利力及在旋轉參考坐標系下的離心作用力,Ri為相間作用力。

2.2 網格劃分

通過SolidWorks軟件對堆肥反應器進行建模,取攪拌軸底端中心為坐標原點,以y軸為豎直方向,利用mesh進行網格劃分,將計算域劃分為運動的轉子區域和靜止的靜子區域,通氣攪拌結構和轉子區域進行四面體網格劃分,靜止區域進行六面體網格劃分。為提高精度,對通氣攪拌結構和轉子區域網格進行加密,網格的節點數與總單元數如表2所示。

表2 網格劃分的節點數與網格數

2.3 初始條件和邊界條件

假設初始時反應器中液體處于靜止狀態,對反應器進行patch,裝液處的液相體積分數取1,未裝液處的氣相體積分數取1,以軸進氣口對整個計算域進行初始化。

將槳葉、攪拌軸和反應器壁面定義為壁面邊界,采用標準壁面函數對近壁區進行處理;轉子區域和通氣攪拌結構一起旋轉,靜子區域保持絕對靜止,轉子區域和靜子區域的交界面設置為interface,并采用多重參考系(MRF)處理兩者之間的相互作用。氣體入口邊界設置為速度入口邊界,速度為5m/s,氣相體積分數為1,出口設置為壓力出口邊界,表壓為0MPa。

2.4 模擬方法

利用軟件fluent15.0進行模擬仿真,選用雙精度求解器。壓力為標準大氣壓,重力加速度g=9.81m/s2,沿y軸負方向,離散格式為一階迎風,變量收斂精度設置為10-4。壓力和速度耦合采用SIMPLE算法,設置空氣為主相,水為第二相,采用標準k-ε湍流模型[11]進行氣液兩相瞬態求解,時間步長取為0.02s,每步疊加50次。為了求解的穩定,攪拌轉速分兩次疊加上去,求解過程中通過監測氣含率的變化來確定計算時間,當氣含率無明顯變化時表明求解基本進入穩態。

3 結果與討論

3.1 流場

堆肥反應器內的流型會直接影響氣體的分布。對比分析達到穩態后的三種堆肥反應器xy平面內上的速度矢量場,如圖3所示。由圖3可以發現:這3種結構都能在局部產生循環流動結構,為典型的軸向流。不同之處在于:A的流場整體較平穩,循環結構較少,且集中在靠近攪拌軸的中部區域;B的循環流動結構具有對稱性和獨立性,頂層槳和中層槳將液相向下方排出,在尾端形成獨立的循環區,而在近軸區域未形成循環結構,這是由于氣體從通氣槳葉排出時,更容易從近軸端的孔排出,使得近軸區域氣體的流速很高,同時槳葉在這個區域的分散性能較弱,從而造成了這種現象的出現;C的循環結構獨立性不明顯,循環區有交集,為合并流型。綜合進行對比可以看出:B、C相對于A的循環結構更明顯,數量更多;另外,B和C的流場有明顯的區別,主要是由于通氣攪拌結構的不同及氣體分散的差異造成的。

圖3 3種堆肥反應器xy平面內的速度矢量圖

為了驗證通氣對堆肥反應器內的流場的影響,對B采取不通氣操作,其余條件保持一致進行仿真試驗。B不通氣條件下的速度矢量場如圖4所示。對比B通氣條件下的流場圖,不通氣狀態下,三層槳葉形成的循環結構相互連接,為合并流,且在軸的附近形成了大的循環結構。由圖4可以看出:不通氣和通氣兩種條件下,堆肥反應器內的流場有明顯差異,說明通氣對流場有明顯影響,這和倪偉佳等[12]得出的結論一致。

圖4 B不通氣時的速度矢量圖

3.2 局部氣含率

局部氣含率是指某一局部的氣體體積分數,可以充分地表征反應器內氣體的分布狀況,以反應器xy平面內的氣含率云圖為例,如圖5所示。由圖5可以看出:反應器底層槳葉以下區域的氣含率都很低,是由于浮力大于氣泡的慣性力,使氣泡上升及通氣攪拌結構難以在這部分區域產生良好的流場循環結構造成的。其中,A的氣含率云圖分區比較明顯,整體氣含率相對較低,是由于單層槳葉湍動程度較弱造成的;B的氣含率分布相對較均勻,在相鄰槳葉之間都出現較高的氣含率,且底層槳葉和中層槳葉之間的區域出現了氣含率峰值。出現該現象的原因有兩點:一是這些部位處于底層通氣攪拌槳葉附近,氣體剛排出,未來得及分散;二是這些區域都有循環結構,氣泡更容易在循環區聚集。另外,由于近軸區域氣體的流速很高,造成在中層槳葉以上的近軸區域的氣含率要相對周圍略低,這與陳雷[13]等人得到的結果相似。C在頂層槳葉以下部分幾乎沒有氣相分布,是由于氣體從攪拌軸的上端進入,更容易從頂層槳葉排出,使得氣壓減小,氣體不能送入反應器的底部。C的壓力云圖如圖6所示。

為了進一步定量地評價堆肥反應器的氣含率特性,采用采點-折線圖法,以平均氣含率ζave和氣含率分布不均勻性指數σ來進行表征,σ越大,說明氣含率在平面上分布越不均勻。則有

(3)

(4)

其中,ζi為第取樣點氣體體積分數,n為取樣點個數。

圖5 堆肥反應器在xy平面內的氣含率云圖

圖6 C的平面壓力云圖

圖7給出了3種通氣攪拌結構xy平面內,沿x正方向上到旋轉中心的距離R為0.1、0.3、0.45m的3條豎直直線上的氣含率分布曲線圖。其中,A的氣體體積分數曲線呈平緩上升趨勢,但在高度低于0.9m區域內的氣體體積分數都在0.2～0.4之間,經計算其面平均氣含率ζave=0.3,不均勻性指數σ=0.039;B的整體氣含率和局部氣含率在極大部分位置都高于其余兩種堆肥反應器,在0.3m高度附近出現了較高的氣含率,面平均氣含率ζave=0.408,不均勻指數σ=0.035;C在0.6m高度以下的位置,氣體體積分數基本都為0,面平均氣含率ζave=0.26,不均勻性指數σ=0.155。整體對比可以發現:B的平均氣含率要明顯高于A和C,且B的不均勻性指數也是三者中最低的。

圖7 不同位置氣含率的軸向分布曲線

3.3 攪拌功率

單位體積攪拌功率PV也是評價反應器性能的一項重要指標,計算公式為

PV=2πNM/V

其中,N為攪拌轉速,M為攪拌槳所受的扭矩,V為堆肥反應器的體積。由表3可知:在相同轉速下,A的單位體積功耗明顯小于其他兩種組合形式,主要原因是單層攪拌槳受阻力小,而B和C的攪拌槳葉層數多,受到阻力大,同時B和C中循環結構多,會使得流體在運動過程中相撞而造成能量的損耗,增加功率消耗。對比B和C,B的單位體積功率要小于C,主要原因是B在頂層槳葉以下幾乎都沒氣體,而C的整體氣含率比較高,氣體會使液體的重度降低,槳葉受到的摩擦阻力減小。對比B不通氣時的攪拌功率,明顯大于B通氣的情況,進一步說明通氣對攪拌功率有明顯的影響,同樣條件下通氣能使攪拌功率減少。綜合對比可知:B的分散性能要優于A和C,同時攪拌功率適宜,更適合氣液兩相的混合。

表3 不同攪拌通氣槳作用下的攪拌功率計算結果

4 安放角的影響

槳葉安放角對通風攪拌結構的分散有重要影響,因此進一步對B的槳葉安放角θ進行優化。分別考察了θ為15°、30°、45°、60°及75°時堆肥反應器內的微觀特性,如圖8所示。

對比不同安放角作用下堆肥反應器內的流場示意圖可以發現:安放角對整體流型的有影響,但仍有很多相似的地方,如在槳葉尾端都會產生循環結構。

由圖9可見:湍動能沿徑向的分布規律都基本保持一致,呈現雙峰趨勢,在近壁和近軸區域的湍動能比較低。這是由于槳葉上點的線速度和其到旋轉中心的距離成正比,從攪拌軸到槳葉尾端的線速度逐漸增大,所以湍動能呈上升趨勢,而反應器壁對流體流動又有很強的阻礙作用,因此在近壁區域湍動能陡然降低。另外,在高度H為0.1m時,整體的湍動能都低于0.05J/kg,說明改變槳葉的安放角對反應器底部的循環不能起到改善作用。

圖8 不同安放角作用下流場速度矢量圖

圖9 不同高度處徑向湍動能分布曲線

如圖10所示:在不同安放角的情況下,反應器底部的循環沒有得到改善,導致反應器底部低氣含率仍然很低。由圖11可以看出:不同安放角的氣含率的走勢基本相同,整體呈現上升趨勢,在H=0.3m左右位置有較高的值。其中,θ=45°時,平面內大部分位置的氣含率要高于其它安放角下的氣含率。經計算,θ=15°時,平均氣含率ζave=0.391,不均勻系數σ=0.02;θ=30°時,平均氣含率ζave=0.394,不均勻系數σ=0.028;θ=45°時,平均氣含率ζave=0.408,不均勻系數σ=0.035;θ=60°時,平均氣含率ζave=0.327,不均勻系數σ=0.023;θ=75°時,平均氣含率ζave=0.391,不均勻系數σ=0.025。對比可知:5種安放角情況下的不均勻系數整體都較低,且相差不大,而在安放角θ為45°時,堆肥反應器中的局部氣含率和平均氣含率相對較高。

圖10 不同安放角作用下氣含率云圖

圖11 不同安放角作用下氣含率曲線

不同安放角作用下功率消耗狀況,如表4所示。由表4可以看出:單位體積功耗隨著安放角的增大呈上升趨勢,且在45°之后越來越急劇;θ=45°時的單位體積功率是θ=15°時的1.15倍,θ=75°時的單位體積功率是θ=15°時的2.9倍。綜合考慮:安放角θ為45°時,堆肥反應器中有較高的氣含率分布和適宜的攪拌功率。

5 結論

1)堆肥反應器的通氣攪拌結構對反應器內氣含率、流場和攪拌功率等都有較大影響。采用單層通氣三層攪拌結構時,反應器內的分散性能較好,平均氣含率最高,不均勻系數最小,同時攪拌功率適宜。

2)通氣會明顯影響堆肥反應器中流場的形態,同時使得單位體積功率減小。

3)對單層通氣三層攪拌結構的安放角進一步研究發現:安放角對反應器內氣含率、流場、湍動能和單位體積功率等都有影響。不同安放角情況下,堆肥反應器內湍動能的分布規律基本保持一致,沿徑向呈現雙峰趨勢;單位體積功耗隨著安放角的增大而增大,且在45°之后越來越急劇;氣體分布的均勻性都較好,但在θ=45°時的平均氣含率最高。綜合考慮,堆肥反應器通氣攪拌結構的安放角選擇45°時更優。

本試驗比較了3種不同通氣攪拌結構對堆肥反應器內流場、氣含率及單位體積功率的影響,進一步優化了單層通氣槳葉雙層攪拌槳葉結構的安放角,選出了較優的通風攪拌結構和參數組合。但是,反應器底部區域低氣含率的問題仍存在,而堆肥反應器結構復雜,難以同時對所有參數進行試驗比較,何種通氣攪拌結構參數組合能使堆肥反應器的分散性能達到最好還需要進一步研究。