聚并元件结构和来流颗粒粒径对细颗粒物湍流聚并的影响

王国昌; 刘玺璞; 米建春

doi:10.12030/j.cjee.202003196

聚并元件结构和来流颗粒粒径对细颗粒物湍流聚并的影响

1.
北京大学工学院，北京 100871
2.
西安热工研究院有限公司，西安 710054

作者简介: 王国昌(1991—)，男，博士研究生。研究方向：细颗粒物湍流聚并等。E-mail：wangguochang@pku.edu.cn

通讯作者: 米建春(1961—)，男，博士，教授。研究方向：工业燃烧烟气污染控制等。E-mail：jmi@pku.edu.cn

基金项目:
国家重点研发计划(2016YFB0600605)
中图分类号: X513

Influence of element structure and inlet particle size on fine particle turbulent aggregation

1.
College of Engineering, Peking University, Beijing 100871, China
2.
Xi′an Thermal Power Research Institute Co. Ltd., Xi′an 710054, China

Corresponding author: MI Jianchun, jmi@pku.edu.cn

摘要: 湍流聚并技术是去除燃煤烟气细颗粒物的有效手段之一。为了弄清聚并器结构和烟气颗粒特征对烟气湍流聚并的影响，采用数值模拟方法，考察了3种聚并元件结构(分别为一般圆柱体、带方翼圆柱体和V型钝体)和3种烟气颗粒粒径分布模式(分别为大小颗粒混杂、纯大颗粒和纯小颗粒)下的聚并效果。结果表明：方翼结构和V型钝体结构均能提升流场的涡量和湍动能耗散率，从而促进颗粒碰撞和聚并发生；与方翼结构相比，V型钝体结构的压降损失更小，聚并效果更好；细颗粒物的消除主要发生在聚并元件尾部生成涡的区域内，而在下游区域则较少发生碰撞和聚并；当来流中既有大颗粒又有小颗粒时，大、小颗粒之间的碰撞明显加强，聚并效果提升。以上研究结果可为聚并器的设计提供理论依据，并为湍流聚并技术在锅炉烟气细颗粒物去除中的应用提供参考。
- 细颗粒物 /
- 湍流聚并 /
- 元件结构 /
- 来流颗粒粒径 /
- 分离涡模型 /
- 离散群方法
Abstract: The turbulent aggregation is an effective method to remove fine particles in coal-fired flue gas. To clarify the effect of aggregator structure and the characteristic of fine particles on flue gas turbulent aggregation, three element structures (normal cylinder, square-winged cylinder and V-shaped bluff body) and three inlet particle size distributions (mixed large and small particles, pure large particles and pure small particles) were numerically studied through numerical simulation. The results showed that both the square wing and the V-shaped bluff body could increase the vorticity and dissipation rate of turbulent kinetic energy, thus promote particle collision and aggregation. Comparing to the square wing, the V-shaped bluff body performs better with a much lower pressure loss. The reduction of fine particles mainly occurred in the small-eddy formed region of the element where the turbulent dissipation rate was high. However, in the downstream region, particle collision and aggregation occurred hardly. When large and small particles coexisted in influent, the collision between them was evidently strengthened, aggregation effect was improved and thus the removal efficiency of fine particles was greatly elevated. The above research lays a solid theoretical foundation for the design of practical aggregator and provides a reference for the application of turbulent aggregation in the reduction of fine particles in flue gas.
- fine particles /
- turbulent aggregation /
- element structure /
- inlet particle size /
- detached eddy model /
- discrete group method
好氧颗粒污泥(aerobic granular sludge，AGS)是一种特殊的生物膜结构^[1]，污水生物处理系统中的微生物在适宜的环境条件下互相聚集，最终能够形成颗粒污泥^[2]，具有传质条件好、抗冲击负荷和抗毒性能力强、活性高以及沉淀性好等优点^[3]。自1997年，MORGENROTH^[4]首次在实验室的SBR中培养出好氧颗粒污泥，且发现此类污泥具有较好的降解水中污染物的能力。此后，好氧颗粒污泥法便成为废水处理领域的研究热点。但随着研究的深入发现，好氧颗粒污泥稳定性不好，运行中易出现解体现象，存在一定的工艺难操控性^[5]，限制了好氧颗粒污泥技术的推广，亟待解决。

好氧颗粒污泥的培养过程受很多因素影响，如进水C/N比、有机负荷、接种污泥等都对好氧颗粒污泥的快速形成及颗粒性能具有重要影响^[6-7]。其中进水中C/N比是影响微生物生长的重要因素，培养微生物所必需的碳源是构成微生物细胞含碳物质和供给微生物生长、繁殖及运动所需要的能量，而氮源是合成微生物体内蛋白质的主要原料。有些学者在研究C/N比对好氧颗粒污泥稳定性的影响时，较多采用的是在培养过程中随培养时间改变进水负荷的方法，如张睿^[8]在实验中采用间隔10 d改变一次进水C/N比来观察C/N比对好氧颗粒污泥的影响，以及采用交替改变进水的C/N比来研究污泥的特性，如李亚峰等^[9]通过交替改变进水C/N比的方式培养好氧颗粒污泥。

采用随时间改变进水C/N的方式培养好氧颗粒污泥的方法只能研究不同C/N比对不同颗粒污泥生长阶段的稳定性影响，而无法明确指出在整个污泥生长过程中C/N比对好氧颗粒污泥特性的影响。本研究采用气升式内循环反应器，在3个不同碳氮比条件下分别进行好氧颗粒污泥的培养，探讨了C/N比对好氧颗粒污泥物理性能和降解性能的影响，分析好氧颗粒污泥形成过程中胞外聚合物及其组分的变化，探讨其对维持好氧颗粒污泥稳定性的作用，为促进好氧颗粒污泥的工程应用奠定理论基础。

1.   材料与方法

1.1   实验原料

磷酸氢二钾(K₂HPO₄)、七水合硫酸镁(MgSO₄·7H₂O)、无水氯化钙(CaCl₂)、磷酸二氢钾(KH₂PO₄)、七水合硫酸亚铁(FeSO₄·7H₂O)、葡萄糖、氯化铵(NH₄Cl)、蛋白胨、牛肉膏均为分析纯；为保证提供微生物生长所需的必要物质，在废水中加入微量元素，微量元素组分为硼酸(H₃BO₄)、七水合硫酸锌(ZnSO₄·7H₂O)、七水合氯化锰(MnCl₂·7H₂O)、五水合硫酸铜(CuSO₄·5H₂O)、钼酸钠(MoNa₂O₄)、氯化镍(NiCl₂)、六水合氯化钴(CoCl₂·6H₂O)、碘化钾(KI)。接种污泥取自哈尔滨市百威啤酒厂污水处理二沉池中的活性污泥，污泥基本性质如表1所示。

表 1 污泥的基本性质

Table 1. Characteristics of sludge

MLSS/(mg·L⁻¹) SVI/(mg·L⁻¹) 粒径小于0.2 mm/% 污泥性状

5 290 177.6 99.8 絮状灰褐色

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1.2   实验装置

实验采用自制式气升式内循环序批式反应器^[10]，实验装置见图1。反应器为双层有机玻璃柱构成，柱体体积为5.0 L，高径比(H/D)约为15，其中外部管经约为8 cm，高约120 cm，内部管径约6 cm，高约90 cm，出水口距底部40 cm，反应器的进水、曝气、沉降以及排水时间由PLC控制器进行控制，反应器采用外部水浴控温。

图 1 实验装置示意图

Figure 1. Schematic diagram and experimental equipment

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1.3   实验方法

本研究采用3个并列的反应器柱，分别为R1、R2和R3，实验连续运行60 d，反应器运行条件如表2所示。其中0~10 d时曝气时间为335 min，沉降时间为15 min；11~20 d时曝气时间为340 min，沉降时间为10 min；21~60 d时曝气时间为345 min，沉降时间为5 min。

表 2 SBAR主要运行参数

Table 2. Main parameters of SBAR system

进水时间/min 曝气时间/min 沉淀时间/min 排水时间/min 运行周期/h 表面气流速度/(m·s⁻¹) 曝气量/(m³·h⁻¹) 温度/℃

5 335~345 5~15 5 6 2.4 0.32 30

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1.4   分析方法

COD、 ${\rm{N}}{{\rm{H}}^ +_4}$ -N、TP、MLSS、和SVI采用标准方法测定^[11]；颗粒污泥的粒径分布利用激光粒度分布仪测量；胞外聚合物(EPS)采用分光光度法；多糖采用硫酸-蒽酮法测定；蛋白质采用考马斯亮蓝G-250法测定。

EPS 采用改良型热提取法提取。松散型胞外聚合物(LB-EPS)的提取：取40 mL泥水混合物，在4 ℃，2 100 r·min⁻¹的条件下离心10 min，取上清液，经0.45 μm的微孔膜过滤，所得液体即为LB-EPS。紧密型胞外聚合物(TB-EPS)的提取：用生理盐水将提取过上清液的离心管中剩余泥水混合物补足至40 mL，再80 ℃恒温水浴60 min，冷却后在4 ℃，12 000 r·min⁻¹的条件下离心10 min，取上清液经0.45 μm的微孔膜过滤，所得液体为TB-EPS^[14]。

2.   结果与讨论

2.1   碳氮比对好氧颗粒污泥形成的影响

在好氧颗粒污泥培养过程中，定期测定不同碳氮比条件下好氧颗粒污泥的MLSS和SVI值，结果见图2。从图2可以看出，R1在启动后的第17天，污泥颜色从接种时的黄褐色变为淡褐色，并且出现较小颗粒，此时反应器中存在较多絮状污泥，SVI值为49.8 mL·g⁻¹。运行26 d后，R1中污泥颗粒不断增加，反应器中颗粒污泥占主体地位，其SVI值为38.27 mL·g⁻¹。在运行至第35天后，R1中的颗粒略有解体现象，但在8 d之后又重新形成颗粒，至反应器运行结束为止。在整个运行期间MLSS最大值可达6 431 mg·L⁻¹，SVI值可降到30.32 mL·g⁻¹；R2和R3在运行到第17天时，反应器中都出现较多颗粒，SVI值分别为63.05 mL·g⁻¹和76.2 mL·g⁻¹；R2在运行至第26天时，反应器中基本没有絮状污泥，实现颗粒化，此时颗粒SVI值为42.79 mL·g⁻¹，MLSS值为5 609 mg·L⁻¹；反应器继续运行至第55天，SVI值最低降至16.98 mL·g⁻¹；R3在运行至第43天时，SVI降至32.86 mL·g⁻¹，且在运行过程中存在反应器内污泥浓度较低，MLSS值仅为3 347 mg·L⁻¹，导致其对污染物的降解效果明显下降。

图 2 污泥浓度MLSS和污泥容积指数SVI的变化

Figure 2. Change of mixed liquid suspended solids MLSS and sludge volume index SVI

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经分析可知，进水不同C/N比条件下培养的好氧颗粒污泥的性状有较大区别，在C/N比为15时培养的好氧颗粒污泥的稳定性最好。其中R1(C/N=10)在运行阶段有形成颗粒，但是随着反应器的持续运行，出现颗粒大部分解体现象。造成这种现象的原因可能由于C/N比较低，丝状菌长势过度，导致颗粒粒径增大，结构松散，最终好氧颗粒污泥解体，这与赵霞等^[12]在SBR中培养好氧颗粒污泥得到的结果一致。R2(C/N=15)在整个污泥培养的过程中颗粒运行稳定，未曾出现颗粒解体的现象。R3(C/N=25)在污泥培养过程中，由于C/N比值较高，氮源不足，菌体繁殖量少，不利于微生物的积累，导致反应器中污泥量较少，不利于对有机物的稳定去除。

2.2   碳氮比对颗粒污泥粒径的影响

在反应器运行过程中，采用激光粒度分布仪定期对颗粒粒径进行了检测，结果见图3。从图3可以看出，R1中的颗粒粒径大于0.2 mm颗粒分布呈先上升后下降再上升的趋势，颗粒经历解体再形成的过程。在第25天，粒径大于0.2 mm的颗粒占比为49.29%；且粒径范围在0.2~0.6 mm的颗粒占37.89%；0.6~1.0 mm的颗粒占8.88%；1.0~2.0 mm的颗粒占2.52%。虽然R1形成颗粒，但是颗粒粒径较小，很容易解体成絮状污泥。而R2中颗粒粒径大于0.2 mm的颗粒分布起初一直呈上升的趋势，后期趋于平稳。在第55天时大于0.2 mm的颗粒占比达到76.43%，且粒径范围在0.2~0.6 mm的颗粒占比达到45.24%；0.6~1.0 mm的颗粒占17.56%；1.0~2.0 mm的颗粒占比为13.63%，在颗粒化后，R2反应器中的颗粒粒径主要在0.2~1.0 mm范围内。R3中的颗粒粒径大于0.2 mm的颗粒开始呈增加趋势，在第25天时达到最大，占比为73.56%。粒径范围在0.2~0.6 mm的颗粒占38.39%；0.6~1.0 mm的颗粒占19.32%；1.0~2.0 mm的颗粒占比为15.75%；在之后大于0.2 mm的颗粒略微下降，但依然保持50%以上。

图 3 颗粒粒径变化

Figure 3. Variation of particle size distribution

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由此可见，C/N比为15和25时，好氧颗粒污泥的粒径主要分布在0.2~1.0 mm的范围，R2中占比为62.8%，R3中占比为57.7%，颗粒分布较均匀。

2.3   碳氮比对有机物去除效果的影响

2.3.1   对COD去除率的影响

进水COD值为1 500 mg·L⁻¹，在不同碳氮比情况下，R1、R2和R3的进出水COD值以及对COD的去除率见图4。由图4可知，在反应器运行初期，接种污泥中的微生物处于适应期，对COD的去除率有较大波动。运行13 d后，3个反应器中COD的去除率呈现上升趋势，在17 d后趋于平稳，R1由50%上升到83%；R2由44%上升到88%；R3由68%上升到89%。在运行到第35天时，由于R1内的好氧颗粒污泥出现解体，对COD的去除效果有所下降，但也保持在70%以上，随后经历颗粒再形成，对COD的去除率上升到80%以上，最高可达84%，但是运行到第51天时，R1对COD的去除率又下降到70%，之后到运行结束虽有提高，但是最高只达到77%；R2在经历污泥适应期后，对COD的去除率一直保持在80%以上，最高可达93%；R3在经历污泥适应期后，对COD的去除率达到最大值后略有下降，在此之后虽有波动，但是基本保持在80%以上。

图 4 反应器进出水COD浓度及去除率

Figure 4. Influent and effluent concentration and removal rate of COD in reactor

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由此可见，C/N比为15时好氧颗粒污泥对COD的去除率保持在80%以上，而且运行过程稳定，不存在颗粒解体现象。有研究表明^[11]，好氧颗粒污泥在C/N比从20降低至10的过程中对COD的去除率保持在87%，这与本研究的结果基本相符。

2.3.2   对TP去除率的影响

在好氧颗粒污泥培养过程中，定期测定不同碳氮比条件下好氧颗粒污泥的TP去除率以及进出水内TP的浓度，结果见图5。从图5可以看出，在反应器运行初期，接种污泥中的微生物处于适应期，对TP的去除率有较大波动。在运行13 d后，R1、R2和R3中的TP去除率呈现上升趋势，在17 d后趋于平稳，R1中的TP去除率由44%上升到92%；R2由54%上升到92%；而R3在第21天后趋于平稳，对TP的去除率由69%上升到89%。其中，在R1在运行35 d后，反应器内好氧颗粒污泥部分解体，对TP的去除率由92%下降到65%，在第37天略微升高后又下降至53%，之后稳定在80%以上；R2对TP的去除率在经历适应期后迅速上升，在第15天之后趋于稳定，始终保持对TP的去除率在80%以上，最高可达91%；R3对TP的去除率在经历20 d左右的适应期后达到平稳，之后有所波动，但保持在80%以上。

图 5 反应器进出水TP浓度及去除率

Figure 5. Influent and effluent concentration and removal rate of TP in reactor

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C/N比为10的条件下由于出现颗粒解体现象，导致对TP去除效果在培养后期呈现较大波动；C/N比为15的条件下，好氧颗粒污泥对TP的去除效果最稳定；C/N比为25的条件下培养的好氧颗粒污泥对TP的去除效果有波动，但也保持在80%以上。在本研究中，由于R1在运行过程中存在污泥解体现象，分析其原因可能是由于反应器内硝态氮的增多，抑制了释磷菌的活性，不利于释磷菌对磷的去除^[13]，因此，造成R1反应器对TP的去除率呈现较大程度的降低。分析可知，在C/N比为15的条件下培养的好氧颗粒污泥对TP的去除效果最稳定。

2.3.3   对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}^+_4}$ -N去除率的影响

在好氧颗粒污泥培养过程中，定期测定不同碳氮比条件下好氧颗粒污泥的 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N去除率，结果见图6。如图6所示，不同C/N比条件下培养的好氧颗粒污泥对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除效果有显著差异。在污泥接种阶段，反应器内的污泥微生物处于适应阶段，R1、R2和R3对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除率有明显的先下降后上升再趋于平稳的趋势，其中R1对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除率由55%上升到70%，随后略有下降，在第40天时，去除率达到最低，为49%，之后R1对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除率始终保持在50%以上。在整个培养阶段，R1对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除率均达到49%以上，最高可达70%；R2在接种阶段对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除率有明显下降，之后在第9天后迅速回升，对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除率保持在70%左右，在第9天时达到最高值，为75%；R3对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除率由21%上升到42%，在之后略有下降，但仍保持在30%以上。

图 6 反应器进出水 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4}^ +$ -N浓度及去除率

Figure 6. Influent and effluent concentration and removal rate of ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4}^ +$ -N in reactor

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不同碳氮比条件下培养的好氧颗粒污泥对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除效果有较大影响，在C/N比为15时效果最好。造成这种显著差异的原因可能是由于在R1中的进水 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N含量要高于R2，而较高的氨氮负荷会抑制硝化菌和反硝化菌的活性，导致对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的去除效果下降，这也和刘宏波等^[14]的研究结论相符，而R3中的进水 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N的含量过低，导致反应器内微生物量不足，无法对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N进行有效的去除。

2.4   碳氮比对好氧颗粒污泥中EPS的影响

在好氧颗粒污泥培养过程中，定期测定不同碳氮比条件下好氧颗粒污泥的EPS及其组分变化，结果见图7。从图7中可以看出，在整个好氧颗粒污泥的培养阶段，R1和R3内的EPS总量呈先上升后下降再上升的趋势，R2内的EPS总量呈先迅速上升后缓慢上升的趋势。在污泥培养的前21 d，3个反应器内的EPS总量都呈快速上升的趋势，R1的EPS总量为96.88 mg·g⁻¹；R2的EPS总量为87.89 mg·g⁻¹；R3的EPS总量为108.37 mg·g⁻¹，而这一时期颗粒污泥正处于快速形成期。但在第35天时，R1反应器内污泥的EPS总量由96.88 mg·g⁻¹减少至86.56 mg·g⁻¹，而后呈上升趋势，在第54天时EPS总量为112.17 mg·g⁻¹；R2中颗粒污泥的EPS总量整体呈现缓慢上升的趋势，在第35天时由87.89 mg·g⁻¹减少至82.66 mg·g⁻¹，在43 d时增加至92.55 mg·g⁻¹，在49 d时减少至86.45 mg·g⁻¹，在54 d时增加至99.17 mg·g⁻¹；R3中的EPS总量在21 d后呈快速减少的趋势，在第43天时由108.37 mg·g⁻¹减少至60.58 mg·g⁻¹，之后缓慢上升，在第54天时增加至95.89 mg·g⁻¹。3个反应器内的EPS总量的变化趋势与好氧颗粒污泥的稳定状态一致。由此可知，在好氧颗粒污泥的培养过程中，碳氮比对好氧颗粒污泥中的EPS含量有较大影响，这与孙洪伟等^[15]的研究结论一致，且EPS总量的变化与好氧颗粒污泥的稳定性呈正相关关系。

图 7 运行阶段EPS值的变化

Figure 7. Variations of EPS at the operation phase

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R1中的紧密型EPS含量由最初的30.12 mg·g⁻¹增加至第54天的65.62 mg·g⁻¹，随着运行时间呈逐渐增加的趋势，松散型EPS的含量由24.25 mg·g⁻¹增加至第21天的52.03 mg·g⁻¹，随后在43 d时降低至39.72 mg·g⁻¹，而后在第54天时增加至46.55 mg·g⁻¹；R2中的紧密型EPS含量由30.12 mg·g⁻¹增加至第43天的51.01 mg·g⁻¹，在第49天减少至45.76 mg·g⁻¹，而后在第54天又增加至54.20 mg·g⁻¹，松散型EPS的含量由24.25 mg·g⁻¹增加至第21天的44.05 mg·g⁻¹，在第35天时减少至39.60 mg·g⁻¹，而后在第54天增加至44.97 mg·g⁻¹；R3中的紧密型EPS由30.12 mg·g⁻¹增加至第21天的54.79 mg·g⁻¹，随后降低至第49天的30.61 mg·g⁻¹，在第54天时增加至51.43 mg·g⁻¹，松散型EPS的含量由24.25 mg·g⁻¹增加至第21天的53.58 mg·g⁻¹，随后降低至49 d的29.97 mg·g⁻¹，在第54天时增加至44.46 mg·g⁻¹。经分析可知，在好氧颗粒污泥培养过程中，不同碳氮比的条件下紧密型EPS与松散型EPS的含量相差不大。

分析其变化趋势可知，在污泥培养的前21 d，3个反应器内的松散型EPS含量都呈快速增加的趋势，而在第35天时，R1中的松散型EPS含量迅速降低，随后在第49天时又缓慢增加，这一趋势与R1中的颗粒的粒径变化趋势相一致；R2中的松散型EPS含量在第35天增加至最大值后，呈相对稳定的趋势；R3中的松散型EPS的含量在第35天达到最大值，呈先降后升的趋势。可见，3个反应器中松散型EPS的变化均与其颗粒粒径的变化趋势相吻合，这与夏志红等^[16]的研究结论相一致，这说明松散型EPS在促进好氧颗粒污泥形成，维持其稳定性上起到更重要的作用。

3.   结论

1)在C/N为10、15和25的条件下均能形成好氧颗粒污泥，其中，C/N比为15时污泥颗粒化效果最好，此时，好氧颗粒污泥粒径大于0.2 mm的颗粒占76.43%，SVI值为16.98 mL·g⁻¹。

2)不同碳氮比对好氧颗粒污泥的降解性能均有所影响，在C/N为10时，对COD、 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N和TP的最高去除率为84%、70%和92%；在C/N为15时，对COD、 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N和TP的最高去除率为93%、75%和91%；在C/N为25时，对COD、 ${\rm{N}}{{\rm{H}}_4^ +}$ -N和TP的最高去除率为95%、43%和92%，其中，C/N比为15时对有机物的去除效果最好。

3)在好氧颗粒污泥培养过程中，EPS总量的变化与好氧颗粒污泥的稳定性呈正相关关系，而不同碳氮比的条件下紧密型EPS与松散型EPS的含量相差不大，其中松散型EPS在促进好氧颗粒污泥形成，维持其稳定性上起到更重要的作用。

图 1 一般圆柱体元件、带方翼圆柱体元件和V型钝体元件示意图及网格结构

Figure 1. Schematic diagram and grid structure of the normal cylinder, the square-winged cylinder and the V-shaped bluff body elements

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图 2 模式A下一般圆柱体元件的瞬时速度、涡量和颗粒分布

Figure 2. Instantaneous velocity, vorticity and particle distribution for the normal cylinder element operated under pattern A

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图 3 模式A下一般圆柱体元件的瞬时湍动能耗散率和颗粒碰撞次数

Figure 3. Instantaneous turbulent dissipation rate and particle collision number for the normal cylinder element operated under pattern A

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图 4 模式A下带方翼圆柱体元件和V型钝体元件的瞬时涡量、湍动能耗散率和颗粒分布

Figure 4. Instantaneous vorticity, turbulent dissipation rate and particle distribution for the square-winged cylinder and V-shaped bluff body elements operated under pattern A

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图 5 模式B和模式C下一般圆柱体元件的颗粒滞留时间与局部区域颗粒轨迹

Figure 5. Particle residence time and local-regional trajectories for the normal cylinder element operated under pattern B and C

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表 1 各计算工况的元件结构和进口颗粒粒径分布

Table 1. Element structure and inlet particle size distribution of the calculated cases

工况	聚并元件结构	进口颗粒粒径分布模式
1	一般圆柱体	模式A
2	一般圆柱体	模式B
3	一般圆柱体	模式C
4	带方翼圆柱体	模式A
5	带方翼圆柱体	模式B
6	带方翼圆柱体	模式C
7	V型钝体	模式A

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表 2 模式A下不同聚并元件在2个流向位置的颗粒粒径分布和聚并率

Table 2. Particle size distribution and aggregation rate at two axial locations for different elements operated under pattern A

粒径/μm	入口处的占比/%	一般圆柱体元件				带方翼圆柱体元件				V型钝体元件
		流向位置0.3 m		流向位置0.6 m		流向位置0.3 m		流向位置0.6 m		流向位置0.3 m		流向位置0.6 m
		占比/%	聚并率/%	占比/%	聚并率/%	占比/%	聚并率/%	占比	聚并率/%	占比/%	聚并率/%	占比/%	聚并率/%
1	25	24.9	0.4	24.3	2.8	23.7	5.2	22.5	9.9	23.9	4.4	22.9	8.5
1~2.5	50	45.8	8.4	43.6	12.8	42.5	15.0	39.8	20.5	42.8	14.5	40.1	19.8
2.5~10	25	13.4	46.4	9.1	63.6	24.5	2.0	24.1	3.5	19.7	21.2	18.7	25.2
10~20	0	15.8	—	22.9	—	8.5	—	11.0	—	13.3	—	17.2	—
>20	0	0	—	0.1	—	0.8	—	2.6	—	0.3	—	1.1	—
注：聚并率为某粒径区间的颗粒在聚并前后的占比之差除以聚并前的占比。

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表 3 模式B下不同聚并元件在2个流向位置的颗粒粒径分布和聚并率

Table 3. Particle size distribution and aggregation rate at two axial locations for different elements operated under pattern B

粒径/μm	入口处的占比/%	一般圆柱体元件				带方翼圆柱体元件
		流向位置0.3 m		流向位置0.6 m		流向位置0.3 m		流向位置0.6 m
		占比/%	聚并率/%	占比/%	聚并率/%	占比/%	聚并率/%	占比/%	聚并率/%
10	100	80.6	19.4	68.4	31.6	63.5	36.5	55.3	44.7
10~20	0	19.0	—	27.9	—	24.7	—	24.7	—
>20	0	0.5	—	3.7	—	9.6	—	20.0	—

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表 4 模式C下不同聚并元件在2个流向位置的颗粒粒径分布和聚并率

Table 4. Particle size distribution and aggregation rate at two axial locations for different elements operated under pattern C

粒径/μm	入口处的占比/%	一般圆柱体元件				带方翼圆柱体元件
		流向位置0.3 m		流向位置0.6 m		流向位置0.3 m		流向位置0.6 m
		占比/%	聚并率/%	占比/%	聚并率/%	占比/%	聚并率/%	占比/%	聚并率/%
1	100	100	0	100	0	99.9	0.1	99.9	0.1
1~2.5	0	0	—	0	—	0.1	—	0.1	—

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图( 5) 表( 4)

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1. 材料与方法
1.1 实验原料
1.2 实验装置
1.3 实验方法
1.4 分析方法
2. 结果与讨论
2.1 碳氮比对好氧颗粒污泥形成的影响
2.2 碳氮比对颗粒污泥粒径的影响
2.3 碳氮比对有机物去除效果的影响
2.4 碳氮比对好氧颗粒污泥中EPS的影响
3. 结论

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细颗粒物是指空气动力学直径在2.5 μm及其以下的颗粒物的总称，又称PM_2.5。随着我国经济的快速发展，细颗粒物已成为主要的空气污染物之一^[1]。由此引发的雾霾等大气污染严重危害国民身体健康，也越来越受到国家和学术界的重视。煤的燃烧是细颗粒物的主要来源之一，大型燃煤锅炉(如火电厂锅炉)的除尘一直是研究的热点^[2-4]。湍流聚并技术是一种新型的去除细颗粒物的技术，它具有成本低、改造方便等特点，具有广阔的应用前景。

湍流聚并技术的原理是通过某些流体元件制造湍流流场，形成不同尺度的涡，使烟气中所携带的颗粒在涡的作用下相互碰撞，从而完成聚并。它的研究涉及气固两相流动的问题，主要可以分为2个部分：一个是对颗粒物之间相互作用，也即颗粒碰撞模型的研究；另一个是对流场与颗粒耦合的研究。在颗粒碰撞模型方面，SAFFMAN等^[5]对均匀各向同性湍流(homogeneous isotropic turbulence, HIT)中的颗粒碰撞过程进行了研究，给出了极小惯性颗粒和有限惯性颗粒的碰撞核函数的计算公式。碰撞核函数的定义为，在单位时间、单位体积内，单位数密度的颗粒的平均碰撞次数。SUNDARAM等^[6]采用直接数值模拟(direct numerical simulation，DNS)方法研究了重颗粒悬浮流动，发现当颗粒斯托克斯数(Stokes number，St)较小时，SAFFMAN等^[5]给出的公式与计算结果相吻合。当St较大时，颗粒碰撞率则更接近于分子动力学理论给出的结果。BALACHANDAR^[7]对HIT中的颗粒碰撞过程进行了模拟，发现速度梯度和概率分布函数服从对数正态分布而非高斯分布，修正了SAFFMAN等^[5]关于HIT中碰撞核的公式。MEYER等^[8]对碰撞核相关工作进行了总结，并列出了已有的碰撞核函数。在流场与颗粒耦合方面，YAMAMOTO等^[9]采用大涡模拟(large eddy simulation, LES)方法研究了竖直管道气固两相流动，研究发现，碰撞使颗粒速度和浓度分布更平缓，St小的颗粒削弱了气体湍流。RANI等^[10]的LES结果表明，颗粒的加入开始削弱而后来却增强了气体轴向湍流脉动，但总是削弱气体径向湍流脉动。TANAKA等^[11]发现，碰撞使颗粒的湍流脉动速度趋近各向同性，而且即使在稀相情形下，碰撞对颗粒分布的影响也不可忽略。樊建人等^[12]对柱体绕流下的颗粒两相流进行了DNS模拟，研究发现，颗粒在圆柱尾流中心线附近的扩散行为主要由吸力作用控制，这导致小颗粒被卷吸入圆柱尾部近壁区，甚至与圆柱壁面发生接触。DERKSEN等^[13]使用LES方法模拟实际旋风除尘器中的颗粒的沉降过程，并与实验观测结果进行对比，二者能较好地吻合。章鹏飞等^[14-15]对澳大利亚Indigo公司的一种商业聚并器结构进行了实验和模拟研究，发现使用分离涡模型(detached eddy simulation, DES)能够很好地再现实验结果，且比LES和DNS减少了很多计算量。他们还发现高的涡量和湍动能耗散率能够有效加快湍流聚并。

尽管目前针对颗粒碰撞和湍流颗粒相互作用等方面有许多基础的研究^[2-16]，但对湍流场中颗粒聚并机理的认识还存在许多不足。另外，考虑到DES方法能够准确模拟实验结果且计算量较小^[14-15]，本研究使用DES方法对几种聚并元件的聚并过程进行数值模拟，研究烟气颗粒粒径和聚并器元件结构对聚并效果的影响，分析提高聚并效率的关键因素，以期为细颗粒物湍流聚并的工业设计提供参考。

3. 结论

1)小颗粒对流场的跟随性强，在流场中的分布较为均匀。大颗粒通过进入圆柱绕流边界层或被新生成的尾涡卷吸2种方式进入涡结构，集中分布于涡的外围。进入聚并元件尾部区域的颗粒只能通过转捩作用和新生成尾涡的卷吸离开该区域，具有较长的滞留时间。颗粒难以通过已经形成的涡结构界面，在涡生成时，位于涡中心的颗粒无法离开，周围颗粒则通过卷吸作用进入涡的外围。

2)颗粒碰撞受湍动能耗散率的影响显著，碰撞频率与该参量呈正相关。细颗粒物主要在聚并元件尾部生成涡的区域内被消除，而在下游区域较少发生碰撞而被消除。

3)在大颗粒与小颗粒共存时，显著增强了大颗粒与小颗粒间的碰撞，加入少部分大颗粒便能够有效提升小颗粒去除率。在工业设计中，可以充分利用大小颗粒间碰撞的特性，来提高除尘效率。

4)方翼结构和V型钝体结构能够制造大量的旋涡，并提高流场涡量和湍动能耗散率，从而促进颗粒碰撞和聚并的发生。与方翼结构相比，V型钝体结构的聚并效果更加显著。V型钝体结构能够在不增大压降损失的基础上，明显提高小颗粒的聚并率，因此，在工业设计时可以使用类似结构。但在元件设计时应注意元件尾流中的颗粒稀疏区，元件排列应该留有一定宽度，以避免上游元件的颗粒稀疏区影响下游元件的聚并效果。

参考文献 (21)

MLSS/(mg·L⁻¹)	SVI/(mg·L⁻¹)	粒径小于0.2 mm/%	污泥性状
5 290	177.6	99.8	絮状灰褐色

进水时间/min	曝气时间/min	沉淀时间/min	排水时间/min	运行周期/h	表面气流速度/(m·s⁻¹)	曝气量/(m³·h⁻¹)	温度/℃
5	335~345	5~15	5	6	2.4	0.32	30

聚并元件结构和来流颗粒粒径对细颗粒物湍流聚并的影响

作者简介: 王国昌(1991—)，男，博士研究生。研究方向：细颗粒物湍流聚并等。E-mail：wangguochang@pku.edu.cn

通讯作者: 米建春(1961—)，男，博士，教授。研究方向：工业燃烧烟气污染控制等。E-mail：jmi@pku.edu.cn

Influence of element structure and inlet particle size on fine particle turbulent aggregation

Corresponding author: MI Jianchun, jmi@pku.edu.cn

1. 材料与方法

1.1 实验原料

1.2 实验装置

1.3 实验方法

1.4 分析方法

2. 结果与讨论

2.1 碳氮比对好氧颗粒污泥形成的影响

2.2 碳氮比对颗粒污泥粒径的影响

2.3 碳氮比对有机物去除效果的影响

2.3.1 对COD去除率的影响

2.3.2 对TP去除率的影响

2.3.3 对NH+4 {\rm{N}}{{\rm{H}}^+_4}-N去除率的影响

2.4 碳氮比对好氧颗粒污泥中EPS的影响

3. 结论

计量

出版历程

聚并元件结构和来流颗粒粒径对细颗粒物湍流聚并的影响

通讯作者: 米建春(1961—)，男，博士，教授。研究方向：工业燃烧烟气污染控制等。E-mail：jmi@pku.edu.cn

作者简介: 王国昌(1991—)，男，博士研究生。研究方向：细颗粒物湍流聚并等。E-mail：wangguochang@pku.edu.cn 1. 北京大学工学院，北京 100871 2. 西安热工研究院有限公司，西安 710054

English Abstract

Influence of element structure and inlet particle size on fine particle turbulent aggregation

Corresponding author: MI Jianchun, jmi@pku.edu.cn

全文HTML

1.1. 模拟对象

1.2. 数值模型

2.1. 连续相与颗粒相的分布

2.2. 元件结构对聚并的影响

2.3. 烟气颗粒粒径对聚并的影响

2.4. 各工况下聚并前后颗粒粒径分布和聚并效果

目录

全文HTML

1.1. 模拟对象

1.2. 数值模型

2.1. 连续相与颗粒相的分布

2.2. 元件结构对聚并的影响

2.3. 烟气颗粒粒径对聚并的影响

2.4. 各工况下聚并前后颗粒粒径分布和聚并效果

2.3.3 对 ${\rm{N}}{{\rm{H}}^+_4}$ -N去除率的影响

作者简介: 王国昌(1991—)，男，博士研究生。研究方向：细颗粒物湍流聚并等。E-mail：wangguochang@pku.edu.cn
1. 北京大学工学院，北京 100871

2. 西安热工研究院有限公司，西安 710054