豎流式沉淀池內(nèi)流動與污泥沉積特性模擬

王興旺，徐孝軒，黨 偉，魏 蓓

(中國石化石油勘探開發(fā)研究院，北京 100083)

隨著經(jīng)濟社會的發(fā)展，環(huán)境保護形勢日益嚴峻，在工業(yè)發(fā)達的城鎮(zhèn)中產(chǎn)生的污水量日益增多，在全國不斷建設(shè)的污水處理廠中，沉淀池仍然是污水處理工藝中的關(guān)鍵設(shè)備，將直接影響整體的污水處理效果[1-4]。目前仍然依據(jù)理想沉淀模型，通過停留時間和溢流比例設(shè)計沉淀池則無法反應懸浮物在沉淀過程中受到水流流動影響而發(fā)生的濃度變化，以及入口流速、內(nèi)部擋板結(jié)構(gòu)對沉淀效果的影響。而且，在設(shè)計中需要結(jié)合水質(zhì)特點，選適當?shù)膮?shù)，定量化的進行設(shè)計，采用燒杯攪拌試驗模擬實際條件會產(chǎn)生較大的偏差。因此，有學者采用粒子測速成像方法，記錄、分析空間內(nèi)大量點的速度，得到沉淀池內(nèi)的流場以及流動特性[5]。Larsen[6]、Imam[7]和Kim等[8]分別利用超聲法、激光多普勒法、雷達示蹤法對一部分原型池及模型進行了測速工作；Lyn等[9]對沉淀池內(nèi)無擋板、單向擋板及雙向擋板三種情況進行了測速和流場繪制。這些測速方法的模型制造和實驗花費較大，而且難以獲得懸浮物濃度場分布。

隨著計算流體動力學的發(fā)展，為學者們分析污泥沉積、優(yōu)化設(shè)計沉淀池結(jié)構(gòu)和分析運行狀況提供了便利[10-12]。曾光明等[13]采用渦量-流函數(shù)方法模擬了懸浮物在沉淀池中的分布情況。雷曉玲等[14]對沉淀池進行三維數(shù)值模擬，優(yōu)化了導流墻的結(jié)構(gòu)，減輕了短路流現(xiàn)象。屈強等[15]對平流式初級沉淀池內(nèi)的水流流態(tài)進行了數(shù)值模擬，位于入流擋板后的回流區(qū)占沉淀池容積的30%～40%，是沉淀池效率降低的原因之一。劉百倉等[16]對帶翼片側(cè)向流斜板沉淀池內(nèi)顆粒沉降過程進行研究，對比帶翼片和不帶翼片兩種結(jié)構(gòu)下顆粒物的運動軌跡可知，帶翼片顯著縮短了沉降路徑，加快了顆粒物的沉降。

以上研究多針對的是大型污水處理廠主流的平流式、輻流式沉淀池[17-19]，隨著新環(huán)保法出臺和環(huán)保意識的進一步加強，具有占地小、懸浮物沉淀快、排泥方便等優(yōu)點的豎流式沉淀池將在新建的中小型污水處理廠和撬裝移動式處理設(shè)備中得到廣泛的應用[20-21]。為此，針對豎流式沉淀池內(nèi)污泥顆粒群和水相之間的相互作用建立流化態(tài)污泥和水的兩相流數(shù)值模型，通過數(shù)值模擬手段得到細節(jié)化、動態(tài)化、梯度化的速度場和濃度分布規(guī)律，為新建污水處理能力或原有處理工藝和設(shè)備進行提效研究提供運行參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化的依據(jù)。

1 模型建立及數(shù)值模擬方法

1.1 幾何建模

模擬計算的沉淀池為中心進水、周邊出水的立式結(jié)構(gòu)。沉降區(qū)筒體直徑7 m，高3.6 m，泥斗高4.7 m，出泥口直徑0.4 m。進水口直徑1 m，進水管下設(shè)置圓錐形反射板，建立的豎流式沉淀池三維幾何模型、劃分得到的網(wǎng)格如圖1、圖2所示。

1.2 混合物模型

為了掌握沉淀池內(nèi)的流場，以及不同入口流速(0.01、0.02和0.03 m/s)和污泥粒徑(50、100和200 μm)對處理效果的影響，選用標準k-ε模型進行數(shù)值模擬。在污泥含量5%的條件下，將污泥作為擬流體處理，選取混合物模型對豎流式沉淀池內(nèi)由重力作用產(chǎn)生的泥水分離進行計算，基本控制方程如下。

圖1 豎流式沉淀池幾何模型Fig.1 Geometric model of vertical flow sedimentation tank

圖2 豎流式沉淀池網(wǎng)格圖Fig.2 Grid diagram of vertical flow sedimentation tank

(1)連續(xù)性方程。

(1)

(2)動量方程。

混合物的動量方程可以通過對混合物每一相的動量方程求和獲得，可表示為

(2)

(3)第二相體積分數(shù)方程。

第二相p的體積分數(shù)方程可由其連續(xù)性方程求得：

(3)

式(3)中：αp為第二相p的體積分數(shù)，%；ρp為第二相p的密度，kg/m3;νdr,p為第二相p的漂移速度，m/s，νdr,p=νp-νm。

(4)相對(滑移)速度和漂移速度相對速度是第二相p速度與主相q速度的差值，即

νqp=νp-νq

(4)

漂移速度(νdr,p)和相對速度(νqp)的關(guān)系為

(5)

相間的相對速度可表示為

νqp=τqpα

(6)

1.3 邊界條件

入口邊界采用速度入口(velocity-inlet)，入口速度垂直于入口均勻分布。水出口和泥出口采用自由出流邊界。固體壁面采用標準壁面函數(shù)邊界。沉淀池上方液面為與大氣相通的水面。

1.4 求解方法

采用有限體積法進行離散，壓力速度耦合采用SIMPLE算法，壓力梯度項采用PRESTO!格式；空間離散中，擴散項采用一階中心差分格式，對流項采用QUICK格式；時間項離散采用一階隱式格式。

2 分離規(guī)律

2.1 流態(tài)分析

以入口流速0.03 m/s、污泥粒徑100 μm的工況為例，其xz剖面的流動狀態(tài)如圖3所示。水流從進水管流入沉淀池內(nèi)，圓錐形反射板的存在，使水流向四周分散，反射板周邊的流動狀態(tài)紊動、混亂。在臨近進水管外側(cè)的區(qū)域，水流以相對較大的速度向上運動，在進水管和池壁之間的區(qū)域，形成了兩個較大的流動漩渦。漩渦在進水管外側(cè)和池壁內(nèi)側(cè)的速度較大，中間區(qū)域速度較小，并且面積較大，這為水相和污泥在重力條件下的分離提供了比較穩(wěn)定的流場。在沉淀池最上方的液面處，受到出口水速度矢量方向和大小的劇烈變化。在沉淀池下部的泥斗中，受到反射板分水的影響，泥斗上部出現(xiàn)了幾個小的流動漩渦。隨著泥斗深度的增加，流動趨向穩(wěn)定。由于泥斗的圓臺形狀，導致流動的漸縮，出泥口處的流速波動較大，流速相對較高。綜上所述，沉淀池上部的沉降部分流動總體平穩(wěn)，為泥水的分離創(chuàng)造了有利條件，這有助于出水水質(zhì)的達標。

圖3 豎流式沉淀池xz剖面速度矢量圖Fig.3 Vertical flow sedimentation tank xz profile velocity vector

為了定量分析沉淀池內(nèi)的流場，在沉淀池縱向高度z=0 、0.5、2、3 m進行徑向觀測點的選取，這些高度分別為反射板下方、進水管和反射板之間、沉降筒體中部、毗鄰自由水面處。圖4(a)中，軸向速度的正負表示水流方向，在反射板下方(z=0)流動最為混亂，流向不定。在沉降筒體中部(z=2 m)流速最為穩(wěn)定。毗鄰自由水面處(z=3 m)流速也比較穩(wěn)定，只是在靠近水出口的一側(cè)，受到出口影響，流速增加。由圖4(b)可知，沉降筒體徑向速度分布整體較為穩(wěn)定。圖5的總速度分布印證了矢量圖中的分布規(guī)律，即筒體中部流動穩(wěn)定，只是在進水管外側(cè)和池壁內(nèi)側(cè)存在一定程度的流速波動。

2.2 污泥濃度分布

由圖6所示的污泥濃度云圖可知，污泥濃度呈現(xiàn)較好的軸對稱分布。沉降筒體中含水整體較高，泥斗中隨著深度的增加，污泥沉積良好，泥水得到了良好的分離效果。圖7為污泥濃度的徑向分布，由于受到水流的影響，在反射板下方和進水管與反射板之間的區(qū)域污泥濃度有輕微的波動，隨著縱向高度的增加，流速的減小有助于泥水的分離效果，體現(xiàn)在污泥濃度曲線的平直。

圖4 軸向及徑向速度的徑向分布Fig.4 Radial distribution of axial and radial velocity

圖6 豎流式沉淀池xz剖面污泥濃度Fig.6 Sludge concentration in vertical flow sedimentation tank xz profile

圖7 污泥濃度的徑向分布Fig.7 Radial distribution of sludge concentration

3 參數(shù)對分離效果的影響

3.1 入口流速

在污泥粒徑100 μm的條件下，對入口流速0.01、0.02、0.03 m/s 3種工況進行計算，得到沉淀池內(nèi)流動及分離特性。考慮到出泥口流動對沉積污泥的擾動，在自由水面z=3.6 m到泥斗下部z=-3.5 m之間選取觀測點，考察污泥縱向濃度分布。高度z=2 m所在的區(qū)域是沉淀池重要的沉降區(qū)域，因此選取該高度進行速度分布的分析。如圖8可知，總體來說隨著入口流速的增加，該高度下的總速度也隨之增大，尤其是入口流速為0.03 m/s時，總速度明顯高于其他兩種工況。入口流速的增大，加強了沉淀池內(nèi)的擾動，減少了水流在沉淀池內(nèi)的沉降時間，因此導致分離效果變差，這體現(xiàn)在圖9沉降筒體中隨著入口速度的增加，污泥濃度的上升，即泥水分離效果變差。入口速度的增加，對泥斗中污泥濃度的分布影響不大。通過計算進出口的污泥濃度，入口流速0.01、0.02、0.03 m/s 3種工況的污泥去除率分別為96.35%、93.76%、89.17%。

圖8 入口速度對總速度徑向分布影響(z=2 m)Fig.8 Effect of inlet velocity on the radial distribution of total velocity (z=2 m)

圖9 入口速度對縱向污泥濃度的影響Fig.9 Effect of inlet velocity on longitudinal sludge concentration

3.2 污泥粒徑

在入口流速0.03 m/s的條件下，對污泥粒徑50、100、200 μm 3種工況進行計算，得到污泥粒徑對處理效果的影響。如圖10所示，對污泥粒子的速度分析可知，隨著污泥粒徑的增加，大粒徑的污泥受到水相裹挾的程度降低，這對泥水分離效果的提升產(chǎn)生了較好的效果，體現(xiàn)在圖11中污泥濃度的縱向分布。其中，隨著污泥粒徑的增大，沉降筒體中污泥濃度降低，大粒徑的污泥幾乎被去除干凈。在泥斗中，污泥粒徑的增大，產(chǎn)生了顯著的污泥沉積效果。在泥斗中下部，相鄰兩種粒徑的污泥對應的沉積濃度相差30%～40%。計算得到污泥粒徑50、100、200 μm 3種工況的污泥去除率分別為31.93%、89.17%、99.92%。

圖10 污泥粒徑對總速度徑向分布影響(z=2 m)Fig.10 Effect of sludge particle size on radial distribution of total velocity (z=2 m)

圖11 污泥粒徑對縱向污泥濃度的影響Fig.11 Effect of sludge particle size on longitudinal sludge concentration

4 結(jié)論

(1)計算得到沉淀池內(nèi)的流動變化規(guī)律，并定量給出重要部位的速度場和濃度場。豎流式沉淀池內(nèi)存在流動漩渦，造成靠近進水管外側(cè)和沉降筒體內(nèi)側(cè)的流速相對較高。相比而言，沉降筒體中部(z=2 m)流速最穩(wěn)定，是泥水分離重要的沉降區(qū)域。

(2)增大入口流速會對沉淀池內(nèi)產(chǎn)生較強的擾動，導致分離效果變差，在入口流速從0.01 m/s增加到0.03 m/s的過程中，水出口的污泥去除率從96.35%下降到89.17%。

(3)污泥粒徑的增大，減輕了水相對污泥顆粒的裹挾，更多的污泥顆粒在泥斗中沉積。當污泥粒徑從50 μm增加到200 μm的過程中，污泥去除率從31.93%升高到99.92%。