抗結殼厭氧發酵反應器的研制與試驗

孫 勇，王連瑞，張兆國※，李景巖

（1. 東北農業大學工程學院，哈爾濱 150030； 2. 昆明理工大學現代農業工程學院，昆明 650500；3. 黑龍江德沃科技開發有限公司，哈爾濱 150100）

0 引 言

利用農作物秸稈為主要原料進行厭氧發酵制取沼氣是中國秸稈高值化利用的重要途經之一。以玉米秸稈為主要發酵原料進行厭氧發酵時，玉米秸稈中的一些難分解物質會上浮至表面，失水硬化形成浮渣層結殼，導致厭氧發酵中產生出料困難、產氣效率低等一系列問題，嚴重制約了秸稈沼氣工程的發展。Madhukara等研究不同發酵方式對浮渣層結殼的影響，指出堆漚處理可以減少結殼；Hill等分析了物料濃度對結殼形成的影響，提出合適的物料濃度能有效減少結殼的產生；彭震等設計了一種具有防止浮渣上浮和集氣功能的抗結殼裝置，該抗結殼裝置具有明顯的抗浮渣結殼作用并可以提高產氣；朱洪光等對比研究了不同的攪拌器安裝方式對全混合式厭氧發酵反應器內流場的影響，得出雙層攪拌器可以有效破殼并且改善流場狀態的結論；畢華飛等研究攪拌槳偏心攪拌對流場內部的影響，發現攪拌偏心對漩渦深度影響遠大于轉速及物料。以上研究大多是揭示結殼產生機理，并未從抑制打破結殼的角度進行研究，常用的機械攪拌方式有頂部中心攪拌，罐壁側面攪拌及斜置式攪拌等，傳統的攪拌方式結構較為單一，不能針對性的對浮渣層結殼進行破除。鑒于此，本文設計了一種抗結殼厭氧發酵反應器，通過機械攪拌方法對浮渣結殼層進行破除和抑制作用，利用DEM-CFD耦合的方法對破殼裝置的攪拌葉片進行優化，并通過與對照組試驗驗證抗結殼厭氧發酵反應器的工作性能。

1 抗結殼厭氧發酵反應器結構與工作原理

抗結殼厭氧發酵反應器由傳動系統，控制系統，罐體及破殼裝置構成。傳動裝置主要包括減速電機、DJ機架、GT型聯軸器、滾動軸承、機械密封和主軸，通過主軸上的凸緣法蘭將破殼裝置動力輸入軸連接；破殼裝置主要由一個行星齒輪機構和換向器構成，在橫向攪拌軸上均勻排布斜槳式攪拌葉片，垂直攪拌軸上放置推進式攪拌葉片及斜槳式葉片；控制系統主要由可編程邏輯控制器（Programmable Logic Controller, PLC）和變頻器構成；罐體包括入料裝置、排料裝置、氣體收集裝置及水浴裝置。反應器發酵有效容積為0.5 m，電機配套動力1.5 kW，工作最大壓力為0.3 MPa，如圖1所示，為抗結殼發酵反應器整機結構圖。

在反應器工作時，PLC為變頻器輸入啟停信號，變頻器控制電機的轉速及啟停，電機輸入扭矩經傳動系統將動力傳入到破殼裝置動力輸入軸。通過將換向器箱體與行星架固定的方式使箱體可以具有一個圓周的運動，這樣箱體上的橫向攪拌軸具有一個“公轉”加“自轉”的運動，行星齒輪機構可以將橫向攪拌軸的“公轉”運動速度減速到遠小于其自身的“自轉”轉速，使橫軸在攪拌浮渣結殼層時不會使整個橫軸帶動整個浮渣結殼層做圓周運動，而相對較快的“自轉”運動會進一步打破浮渣結殼層，二者較大的相對速度差才會對浮渣層產生有效的攪拌破除作用；同時，橫向攪拌軸的旋轉方向是相互對稱的，這樣在圓周方向上會將物料向相反的方向帶動并拋散，在垂直攪拌軸上推進式攪拌葉片和斜槳式葉片的作用下，將物料繼續向液面下輸送，可在罐體內部形成循環流動，在此過程中加快物料與沼液之間的反應，促進發酵效果，實現對浮渣層結殼的破除和抑制作用。

圖1 抗結殼厭氧發酵反應器結構示意圖Fig.1 Structure diagram of barrier crusting anaerobic fermentation reactor

2 主要部件設計

2.1 破殼裝置設計

破殼裝置結構如圖2所示。為了滿足破殼裝置的橫向攪拌軸的速度差，以實現對浮渣層結殼的破碎，對機構的傳動比進行設計。

對于所有齒輪及行星架軸線平行的行星齒輪傳動，計算轉化機構傳動比的公式如下：

由（1）式后半部分得

由于行星架于轉向器箱體是剛性連接，可以把行星架和箱體看做一個整體部件X，故，輸入軸G到輸出軸D的傳動比：

輸入軸G到輸入軸E的傳動比：

式中n、n、n分別為輸入軸G、輸出軸D、E的轉速。

經計算，得傳動比i=1.12，i=1.28。

圖2 破殼裝置結構簡圖Fig.2 Schematic diagram of barrier crusting device

2.2 破殼裝置動力學分析

為保證機構運行平穩，利用ADAMS軟件對破殼裝置對簡化后的破殼裝置模型進行動力學仿真分析，如圖3所示。

圖3 破殼裝置ADAMS動力學模型Fig.3 ADAMS dynamic model of curst breaker mechanism simulation

對機器運行的最大負載情況下進行仿真，在太陽輪輸入軸添加轉速130 r/min，在橫向輸出軸施加載荷33.01 N·m，豎向輸出軸施加載荷25.63 N·m，設定仿真時間1 s、步數為500步。

圖4為輸出軸D、E角速度曲線圖，可知在短暫啟動階段之后，其他運行時間較為平穩，曲線趨勢呈明顯的周期性，符合齒輪運行特點，橫向輸出軸（D）轉速仿真平均值為12.08 rad/s（115.36 r/min），轉速理論值12.15 rad/s（116.07 r/min），相對誤差為0.57%；豎向輸出軸（E）轉速仿真平均值為10.33 rads（98.65 r/min），轉速理論值10.64 rad/s（101.56 r/min），相對誤差為2.8%，仿真結果與理論值基本一致，驗證其設計合理性。

圖4 輸出軸D、E角速度曲線Fig.4 Angular velocity curve of output shaft D and E

圖5a、5b為太陽輪與行星輪間的嚙合力的時域曲線和頻域曲線。在仿真過程中齒輪傳動系中存在著齒側間隙等非線性因素，嚙合力會產生較大的波動，符合實際工況。太陽輪與行星輪間嚙合力極大值1 200.40 N，平均值42.81 N，計算嚙合力理論值為41.86 N，相對誤差為2.3%；從頻域圖分析，嚙合力呈周期性變化，嚙合力隨頻率變化波動很平穩，沒有引起明顯的峰值，說明齒輪在嚙合過程中不會引起較大振動。

圖5 太陽輪與行星輪嚙合力時域、頻域曲線Fig.5 Time and frequency domain curve of meshing force between solar wheel and planetary wheel

2.3 攪拌葉片安裝角設計

攪拌葉片安裝在破殼裝置的橫向輸出軸上，攪拌葉片在破殼裝置工作過程中剪切破碎浮渣層硬殼，同時旋轉過程中向外拋散物料，因此，攪拌葉片應具有一定的剪切破碎及分散能力，本文選用斜槳式葉片作為研究對象，對葉片安裝角進行設計計算。

對單個葉片上物料的運動進行受力分析，如圖6a所示，安裝角為葉片與水平面之間的夾角，葉片在旋轉過程中與平面所產生的夾角很大程度上影響了破殼裝置的工作效率，物料在運動過程中受到沼液的浮力F、自身重力、葉片對其的壓力F及摩擦力F ，秸稈在沼液中是漂浮和懸浮狀態，因此重力和浮力F相互抵消，可以看作物料僅受到垂直于葉片的壓力F和沿著葉片向上的摩擦力F的作用。由圖6b可知，葉片運動過程中的受力分析圖，葉片在旋轉過程中受到物料對葉片的壓力F、沼液對葉片的壓力F，要克服物料及沼液對其的作用，葉片夾角要控制在一定合理范圍內，過小會增大葉片旋轉運動過程的阻力，從而增大功率，過大會減小葉片對物料的壓力F，從而減小摩擦力F，考慮到二者的作用，確定安裝葉片大小為30°。

圖6 物料與葉片受力分析Fig.6 Force analysis of material and blade

3 反應器流場固-液兩相流數值模擬

3.1 模型建立

3.1.1 物理模型

本章研究的仿真模型如圖7所示，模型尺寸為820 mm×780 mm（直徑×高），定義橫向攪拌軸公轉轉速11 r/min，自轉速度89 r/min；垂直攪拌軸轉速78 r/min，探究破殼裝置在TS濃度（總固體含量）10%的條件下流場及顆粒分布情況。

圖7 反應器仿真三維模型及網格模型Fig.7 Three-dimensional simulation model of reactor and mesh

3.1.2 數學模型

在進行DEM-CFD耦合模擬時，顆粒的體積較大且不可忽略，Eulerian模型采用的是多相流框架求解，考慮到了顆粒對流場的作用，在破殼裝置實際工作過程中沼液與玉米秸稈粉料間存在著明顯的相互作用，本文采用Eulerian模型對破殼裝置兩種葉片下的流場進行模擬。在Eulerian模型中加入了體積分數的項，即

式中流體密度，kg/m；時間，s；流體速度，m/s；流體體積分數相；?哈密頓微分算子。

3.1.3 接觸模型

在離散元法中，根據顆粒之間的接觸方式不同可以分為硬顆粒模型和軟接觸模型，軟球模型允許模型之間有重疊部分，再通過顆粒間的法向重疊量、切向位移計算顆粒接觸力。液相采用水的參數進行計算，密度998 kg/m，黏度0.001 03Pa·s。考慮到玉米秸稈粉料間存在粘附力的作用，故本文采取Hertz-Mindlin with JKR Cohesion接觸模型通過對玉米秸稈粉料進行參數標定，得到玉米秸稈粉料參數，如表1所示。

表1 玉米秸稈粉料物理性質Table 1 Physical properties of maize straw powder

3.2 網格無關性檢驗

運用ICEM軟件對模型進行全四面體網格劃分，將模型劃分為6個區域，每個計算域間接觸面設置為interface，為了解決模型中較為復雜的“公轉”和“自轉”的運動，本文采用滑移網格模型來求解。4個攪拌葉片所在區域及罐體上部區域在Fluent計算中為旋轉域，罐體下部區域為靜止域，網格模型如圖7所示。

為了驗證網格數量對計算結果的影響，本文采用3種不同網格數量的模型，進行網格無關性檢驗，在橫向攪拌軸槳葉中心位置增設監測點，觀察其速度與壓力的變化情況，如表2所示，當網格數達到1.8×10時，反應器內部顆粒速度參數變化并不顯著。最終選取模型網格總數為1.8×10，網格節點數為3.2×10進行計算。

表2 網格無關性驗證Table 2 Grid independence verification

3.3 邊界條件

在Fluent中采用瞬態計算，對于連續流體，采用-湍流模型，運用SIMPLE算法。時間步長設置為1×10，EDEM中時間步長設置為1×10，時間步長比為100∶1，設置Fluent計算步數為20 000步，在EDEM中每0.01 s保存一次數據。

3.4 結果與分析

圖8a為反應器流場的速度云圖。總體來講，攪拌葉片附近產生強烈的徑向流，橫向攪拌軸兩側的轉速相反，因此與橫向攪拌軸周向旋轉方向一致的葉片會產生較強的速度流場，相反一側的葉片在攪拌過程中轉速方向與周向攪拌方向不一致，因此，流場狀態較為復雜；下層的推進式攪拌葉片在旋轉過程中的作用是產生反應器內部的軸向流。圖8b為反應器流場速度矢量圖，在推進式攪拌葉片內部會向下吸入大量流體，經過底部斜槳葉攪拌葉片對軸向流的助推，流體在碰撞的罐體底部時會沿著壁面向上流動，在罐體的中上層又受到推進式攪拌葉片的作用，在流場中產生渦流，在渦流的作用下，會帶動上層的秸稈沿著渦流向下運動。

圖8c為反應器的流場跡線圖，可以發現斜槳式葉片附近流體速度增幅明顯，流場軌跡向壁面推進，在反應釜上部和下部產生兩種渦流，這時由于整個上部流場的橫向旋轉運動產生了離心力，在離心力的作用下，使流場形成混合運動，并撞擊壁面，向豎直的兩個方向運動，向下的流體會與下部流體渦流匯聚，向上的流體會在液面表面形成小范圍的渦流，消失在液面附近。

圖9為顆粒在斜槳式葉片模型內的速度分布，可以看出在橫向攪拌軸以下部分，顆粒有了明顯的速度增幅，由于在斜槳式葉片在轉動過程中，使流場產生了較大范圍的橫向流動，顆粒也大多集中在橫向攪拌軸附近。在反應器的液面處，斜槳式葉片會在液面處形成顆粒的橫向移動，這樣的運動軌跡很有助于浮渣結殼層的打破，總體來看，顆粒是在發生短暫的橫移后再向下移動。

圖8 仿真模型流場速度云圖、矢量圖及流場跡線圖Fig.8 Flow field velocity nephogram, vector diagram and flow field trace diagram of simulation model

圖9 反應器內顆粒速度分布Fig.9 Particle velocity distribution in the reactor

4 性能試驗與分析

4.1 試驗原料及方法

為了探究抗結殼厭氧發酵反應器的抗結殼性能，進行玉米秸稈厭氧發酵試驗。本試驗采用東農甜3號玉米秸稈作為發酵原料，來源于東北農業大學試驗田，將收獲好的玉米秸稈進行自然風干處理，用四達9FQ-36B錘片式粉碎機進行粉碎處理，過3 cm篩網處理得到玉米秸稈粉料。接種物為哈爾濱市附近某正在運行秸稈沼氣工程的發酵活性污泥，試驗原料特性見表3，試驗地點在東北農業大學工程學院。試驗采用中溫（35±1）℃批式發酵工藝，TS濃度為10%，接種物為30%的條件下，在不同的轉速、攪拌時間間隔、單次攪拌時間下進行13組試驗，單次發酵5d后結束試驗。查閱相關文獻可知，浮渣層厚度會在發酵啟動5d后趨于平穩的狀態，測量發酵啟動5d后的浮渣層厚度作為抗結殼反應器的性能指標，如圖10所示，為抗結殼厭氧發酵反應器進行破殼試驗。

圖10 反應器破殼試驗Fig.10 Reactor shell breaking test

表3 原料及接種物屬性Table 3 The properties of raw materials and inoculum

4.2 試驗方案

以浮渣層厚度作為試驗指標，選取轉速、攪拌時間間隔、單次攪拌時間作為試驗因素，依據Box-Behnken Design中心組合試驗設計原理，進行三因素三水平試驗，試驗因素編碼見表4，由于試驗因素間的交互作用，采用響應面分析法進行試驗設計分析，試驗方案及結果見表5。

表4 試驗因素編碼值Table 4 Factors and levels of test

表5 試驗設計及結果Table 5 Design and results of test

4.3 試驗結果與分析

利用Design-Expert10.0軟件對試驗結果進行多元回歸擬合分析，可以得到浮渣層厚度的回歸方程為

方差分析如表6所示，分析可知該擬合線性回歸模型＜0.01，說明浮渣層厚度與所得回歸方程的關系極顯著；其中轉速、單次攪拌時間的值小于0.01，對浮渣層厚度影響極顯著；攪拌時間間隔＜0.05，對浮渣層厚度影響顯著；失擬項=0.072 1，證明不存在其他因素影響試驗指標的主要要素。試驗指標和試驗因素存在顯著二次項關系，分析結果合理。

表6 二次回歸模型方差分析Table 6 Analysis of variance of quadratic regression model

4.4 響應曲面分析

通過Design-Expert10.0軟件對數據進行處理，得到轉速、攪拌間隔、攪拌時間之間的交互作用對浮渣層厚度的響應曲面，如圖11所示。

圖11 交互作用對浮渣層厚度的影響Fig.11 Effects of interaction response on the thickness of slag layer

如圖11a，當攪拌間隔時間一定時，浮渣層厚度隨著轉速的增加而減小；當轉速時，浮渣層厚度y與攪拌間隔呈正相關，最佳的攪拌間隔在3～5 h/次之間，其中轉速為影響浮渣層厚度的主要試驗因素。如圖11b，當攪拌時間一定時，浮渣層厚度隨著轉速的增加而減小；當轉速一定時，浮渣層厚度隨著攪拌時間的增加而減小，最優的攪拌時間的范圍是20～30 min之間，其中，轉速為影響浮渣層厚度的主要試驗因素。如圖11c，當攪拌時間一定時，浮渣層厚度隨著攪拌間隔的增加而呈先減小后增加的趨勢，最優的攪拌間隔范圍是3～5 h/次；當攪拌間隔一定時，浮渣層厚度隨著攪拌時間的增加而減小的，最優的攪拌時間范圍是20～30 min，其中攪拌間隔為影響浮渣層厚度的主要因素。

4.5 參數優化與驗證試驗

利用Design-Expert10.0軟件中的優化模塊對浮渣厚度最小值進行優化，得到最優解：轉速為120 r/min，攪拌間隔時間為3 h，攪拌時間為30 min。進行3組重復獨立試驗，將3次試驗結果的浮渣結殼層厚度平均值作為評價指標。進行3組不做任何攪拌作用的對照組試驗，取3次試驗結果的浮渣層厚度平均值，將兩組試驗結果進行對比。如圖12a為反應器進行發酵試驗后的效果圖，測得浮渣層厚度平均值為16.1 cm，圖12b為未經攪拌處理的對照組試驗的浮渣層效果圖，測得浮渣層平均厚度為25.2 cm，浮渣層厚度平均減少了36.1%。明顯改善了秸稈厭氧發酵的結殼問題。

圖12 攪拌前后玉米秸稈厭氧發酵試驗浮渣結殼層對比Fig.12 Scum crusts in anaerobic fermentation experiment of maize straw

5 結 論

1）設計了一種抗結殼厭氧發酵反應器，創新設計了破殼裝置，利用破殼裝置自身的公轉與自轉對以玉米秸稈為原料的厭氧發酵中表面的浮渣結殼層實現了抑制與打破作用。

2）通過EDEM軟件與Fluent耦合法對厭氧發酵反應器的工作過程進行仿真，將兩種攪拌葉片形式產生的流場分布與顆粒分散情況進行對比，結果表明，斜槳式葉片產生的橫向流動產生會明顯優于傳統葉片，并且顆粒在液面下的分散速度略高，最終確定攪拌葉片的形式為斜槳式葉片。

3）抗結殼性能試驗結果表明，當轉速為120 r/min，攪拌間隔時間為3 h，攪拌時間為30 min時，浮渣層厚度為16.1 cm，相比對照組浮渣層厚度25.2 cm，浮渣層厚度減小了36.1%。