栅条式微涡除浊技术流场数值模拟

张东海; 弓亚栋; 陈作云; 杨柯瑶; 周文哲; 赵俊光

doi:10.12030/j.cjee.202210044

栅条式微涡除浊技术流场数值模拟

1.
中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安 710043
2.
兰州交通大学环境与市政工程学院，兰州 730070

作者简介: 张东海 (1983—) ，男，硕士，高级工程师，275592838@qq.com

通讯作者: 张东海 (1983—) ，男，硕士，高级工程师，275592838@qq.com;

基金项目:
中国国家铁路集团有限公司资助项目 (KZ2020Z001) ；中铁第一勘察设计院集团有限公司资助项目 (院科**20-26)
中图分类号: X52

Numerical simulation of flow field in grid micro-vortex for turbidity removal technology

1.
China Railway First Survey And Design Institute Group Co.Ltd., Xi’an 710043, China
2.
Lanzhou Jiaotong University School of Environment and Municipal Engineering, LanZhou 730070, China

Corresponding author: ZHANG Donghai, 275592838@qq.com ;

摘要: 针对铁路隧道施工废水的高精度高效率除浊需求，采用在旋流式澄清池的旋流反应区中加入栅条式微涡发生器的方式来提升设备混凝除浊效率。采用数值模拟手段分析了旋流场内加入栅条前后流场内与混凝有关的特征参数变化，并采用水力实验进行效果验证。结果表明，加入栅条后，混凝流场初始段的湍动动能及湍耗散明显提升，较之空池条件下分别提升19.24%、155.59%。这种变化利于混凝反应初期，药剂的充分分散，增加颗粒的初始碰撞概率。同时，栅条引入后，增加了流场内的涡旋尺度分布范围，利于流场内不同尺度颗粒完成涡旋絮凝。在原水浊度1 000 NTU的条件下，带有栅条的反应器最终上清液出水浊度达37.4 NTU，絮体分形维数可达1.71，较之空池情况下有明显提升。本研究结果可为微涡旋絮凝技术用于隧道废水处理提供参考。
- 涡旋絮凝 /
- 湍动动能 /
- 湍动能耗散率 /
- 数值模拟
Abstract: According to requirements of high efficiency turbidity removal in construction wastewater of railway tunnel, spoiler grids were added in the swirling flow field to improve the efficiency of colloidal particle flocculation. Numerical simulations were used to analyze the changes of coagulation-related characteristic parameters in the swirling flow field with grids or not, and hydraulic tests were used to verify the effect. The results showed that the turbulent kinetic energy and turbulent dissipation in the initial section of the swirling flow field were significantly improved by 19.24% and 155.59%, respectively, compared grids with non-grids condition. This change facilitated the full dispersion of the flocculant and increased the initial collision probability of the particles at the early stage of coagulation reaction. Meanwhile, the increase of the vortex average scale range could facilitate the vortex flocculation formation of particles in different scales in the swirling flow field. Under the condition of raw water turbidity of 1000 NTU, the supernatant turbidity of the reactor with grids reached 37.4 NTU and the floc fractal dimension reached 1.71, which was a significant improvement compared with the case without grids. The results of this study can provide references for efficient turbidity removal technology for tunnel wastewater.
- vortex flocculation /
- turbulence kinetic energy /
- turbulence dissipation rate /
- numerical simulation

烟气经湿法脱硫后会产生大量含可溶性物质的白色水雾^[1]，导致环境污染^[2]。除雾方法主要是加装除雾器^[3]，如折流板除雾器^[4]、丝网除雾器^[5]、静电除雾器等^[6]。为提高除雾器的气液分离作用，NARIMANI 等^[7]运用CFD的方法优化了带倒钩的折流板除雾器结构；EL-DESSOUKY 等^[8]研究了不同网层厚度下丝网除雾器的最佳过滤风速；袁惠新等^[9]研究了旋风除雾器在引入静电场后对细水雾的脱除效果。然而，目前水雾排放浓度依然难以达到相关标准规定的排放限值^[10]。因此，白色烟羽排放的有效控制已成为湿烟气深度净化的一个研究热点^[11-12]。

烟气“脱白”技术鲜有突破，其原因是除雾工程应用限制了2个高效技术路径：要求成本低、能耗少、占地小，不宜采用湿电；要求压损小、无堵塞，不能采用过滤。因此，近年来利用空气动力分离的技术方法倍受关注^[13-15]。然而，采用空气动力分离除雾，需要在细而长的螺旋管中带动整个气流高速旋转，导致能耗过高，而且细水雾易被高速气流带出除雾器。

为实现高湿烟气的高效除雾，笔者提出了自由旋线除雾方法^[16-17]，并开展了单层自由旋线除雾实验研究^[18]。结果表明，自由旋线除雾器的压损小、效率高，并且发现在控制能耗情况下增加旋线根数比增加旋线转速的提效作用更显著。然而，关于自由旋线除雾器的除雾性能还缺乏基础理论研究。本研究将基于经典的单根柱状纤维捕集和旋流离心分离机理，建立自由旋线除雾器的除雾效率理论，并通过实验加以验证，进而揭示旋线根数和转速对自由旋线除雾作用的影响规律，以期为自由旋线除雾技术的发展及应用提供参考。

1. 旋线除雾理论

1.1 旋线除雾器的工作原理

在旋线除雾器中布置有数以百计的纤维线(见图1)。纤维线的一端固定在电机的连接轴上，纤维线的另一端自由。电机启动前，纤维线在自重作用下自然下垂。电机启动后，高速旋转的纤维线(简称旋线)在离心力作用下呈伞形张开，并覆盖整个除雾器筒体过流断面。

图 1 双层旋线除雾器除雾原理示意图

Figure 1. Schematic diagram of a rotary thread demister with two layers

下载: 全尺寸图片幻灯片

当含雾气流进入除雾器，在通过旋线层时，柱状纤维旋线与液滴间产生拦截、惯性碰撞和扩散作用^[19]。由于纤维线具有吸湿性，液滴会附着旋线表面或浸入旋线中，然后在离心力作用下甩向筒壁。筒壁上的液体在重力作用下最后流入除雾器底部的液斗中。另外，由于高速旋转的纤维线搅拌作用，使旋线层下方的气体形成旋流，进而对未被捕集的液雾产生离心分离作用，使旋线除雾器的净化效果得到进一步提升。所以，旋线除雾器的工作原理是旋线层过滤和旋流离心分离的协同作用。

1.2 旋线层的除雾效率

当圆柱状纤维与垂直于来流方向颗粒物之间的相对速度相同时，基于孤立圆柱状捕集体对颗粒物的捕集机理来探索纤维层的捕集效率更容易^[20]。但由于旋线与雾滴的相对速度是变化的，需先根据不同的捕集机理确定单根旋线的捕集量，然后由效率定义分别建立旋线层的拦截、惯性碰撞和扩散效率理论表达式。

1.2.1 拦截

分析纤维对颗粒物的拦截捕集作用首先要考虑绕捕集体流动的介质的流态。对于绕流问题，分为黏性流和势流。判断流态的依据是雷诺数(Re)，具体见式(1)。

$Re{\rm{ = }}\frac{{\rho v{d_{\rm{f}}}}}{\mu }$

$(1)$

式中：ρ为空气密度，kg·m⁻³；v为空气流速，m·s⁻¹；d_f为旋线直径，m；μ为气体动力黏性系数，常温常压下，μ=1.85×10⁻⁵ Pa·s。

当Re≤1时，柱状捕集体周围的流动可视为黏性流；而当Re>1时，可近似为势流^[21]。在自由旋线除雾器中，旋线的切向速度可超过10 m·s⁻¹，且旋线较粗(直径通常2~4 mm)。由此得出，气流绕旋线流动的雷诺数Re超过100，属势流。在势流情况下，单位长度孤立圆柱状捕集体对球形雾滴的拦截效率计算公式^[22]见式(2)。

${\eta _r} = 1 + G - \frac{1}{{1 + G}}$

$(2)$

式中：η_r为单位长度孤立圆柱状捕集体对球形雾滴的拦截效率；G为拦截参数，计算式为式(3)。

$G = {d_{\rm{p}}}/{d_{\rm{f}}}$

$(3)$

式中：d_p表示雾滴直径，m；d_f为旋线直径，m。

然而，沿旋线上的切向速度u是不均匀的，切向速度分布如图2所示。于是，旋线上任意点r与颗粒的相对运动速度见式(4)。

图 2 单根旋线切向速度分布与捕集效率建模示意图

Figure 2. Development model of tangential velocity distribution and collection efficiency of an isolated rotary thread

下载: 全尺寸图片幻灯片

$u = \omega r$

$(4)$

式中：u为旋线与颗粒的相对速度，m·s⁻¹；ω为旋线旋转角速度，rad·s⁻¹；r为旋线半径，m。

设气体中的颗粒初始浓度为c₀，在图2所示的旋线微元长度dr上拦截的雾滴质量计算式见式(5)。

${\rm{d}}{m_{\rm{R}}} = {c_0}{\eta _r}{d_{\rm{f}}}u{\rm{d}}r = {c_0}{\eta _r}{d_{\rm{f}}}\omega r{\rm{d}}r$

$(5)$

式中：dm_R为微元dr上拦截的雾滴质量，kg；c₀为气体颗粒浓度，kg·m⁻³。

对式(5)从0到旋线长度r₀进行积分(见式(6))，得到单根旋线拦截作用捕集的雾滴质量。

${m_{\rm{R}}} = \int_0^{{r_0}} {{c_0}{\eta _r}{d_{\rm{f}}}\omega r{\rm{d}}r} = \frac{1}{2}{c_0}{\eta _r}{d_{\rm{f}}}\omega {r_0}^2$

$(6)$

因流向孤立旋线的雾滴总质量的计算式见式(7)。于是，单根旋线拦截作用的捕集效率可通过式(8)进行计算。

$M = Q{c_0} = {\text{π}} {r_0}^2v{c_0}$

$(7)$

${\eta _{\rm{R}}} = \frac{{{m_{\rm{R}}}}}{M} = \frac{{\omega {d_{\rm{f}}}}}{{2{\text{π}} v}}{\eta _r}$

$(8)$

式中：M为来流雾滴总质量，kg；Q为气流流量，m³·s⁻¹；c₀为气体颗粒浓度，kg·m⁻³；v为通过旋线除雾器筒体断面的平均轴向速度，m·s⁻¹；η_R为单根旋线拦截作用的捕集效率；m_R为单根旋线捕集雾滴质量，kg。

对于气流中有N个捕集体时(见图3)，由计算式(9)^[23]，得到旋线层的拦截效率。

图 3 气流中N根捕集体的捕集作用

Figure 3. Capture effects of a series cylindrical targets

下载: 全尺寸图片幻灯片

${\eta _{{\rm{R}}N}} = 1 - {(1 - {\eta _{\rm{R}}})^N}$

$(9)$

1.2.2 惯性碰撞

当颗粒直径d_p>1 µm，柱状捕集体的惯性碰撞效应是重要的。惯性碰撞效率是Stokes数St的函数，其表达式见式(10)。

$St = \frac{{{\rho _{\rm{p}}}{d_{\rm{p}}}^2u}}{{18\mu {d_{\rm{f}}}}}$

$(10)$

式中：ρ_p为雾滴密度，kg·m⁻³；d_p为雾滴直径，m；u为捕集体与颗粒的相对速度，m·s⁻¹；μ为气体动力黏性系数，取μ=1.85×10⁻⁵ Pa·s；d_f为旋线直径，m。

由于绕孤立柱状纤维流动的颗粒运动方程求解非常困难，至今没有分析解。虽然LANDAHL和HERMAN给出了惯性碰撞效率经验式^[22]，但在高雷诺数的势流情况下缺乏适用性论据。已有研究结果表明，在对数概率坐标纸上，单位长度孤立柱状捕集体的惯性碰撞效率随 $\sqrt {St}$ 的变化呈一条直线^[24]，如图4所示。

图 4 孤立圆柱体惯性碰撞效率与

$\sqrt {St}$

的关系

Figure 4. Relationship of the inertial impaction efficiency of an isolated cylinder and

$\sqrt {St}$

下载: 全尺寸图片幻灯片

而能在对数概率坐标纸上具有直线分布特征的数学模型为对数正态分布。于是，惯性碰撞效率与 $\sqrt {St}$ 的函数关系可用式(11)表示。

${\eta _i} = \frac{1}{{\ln {\sigma _g}\sqrt {2{\text{π}} } }}\int_0^{\sqrt {St} } {\exp \left[ { - \frac{{{{\left( {\ln \sqrt {St} - \ln {{\sqrt {St} }_{50}}} \right)}^2}}}{{2{{\left( {\ln {\sigma _{\rm{g}}}} \right)}^2}}}} \right]} {\rm{d}}\left( {\ln \sqrt {St} } \right)$

$(11)$

式中：η_i为单位长度孤立圆柱状捕集体的惯性碰撞效率；σ_g为几何标准偏差； ${\left( {\sqrt {St} } \right)_{50}}$ 为方根斯托克斯数中位值。

对于旋线，符合Re≥150，满足曲线A，于是由图4可确定 ${\left( {\sqrt {St} } \right)_{50}} = 0.7$ 。几何标准偏差计算式为式(12)。由此可推算孤立柱状捕集体的惯性碰撞效率计算式为式(13)。

${\sigma _{\rm{g}}} = \frac{{\sqrt {St} \left( {{\eta _i} = 84.1\% } \right)}}{{{{\left( {\sqrt {St} } \right)}_{50}}}} = \frac{{1.35}}{{0.7}} \approx 1.9$

$(12)$

${\eta _i} = \frac{1}{{\ln 1.9\sqrt {2{\text{π}} } }}\int_0^{\sqrt {St} } {\exp \left[ { - \frac{{{{\left( {\ln \sqrt {St} - \ln 0.7} \right)}^2}}}{{2{{\left( {\ln 1.9} \right)}^2}}}} \right]} {\rm{d}}\left( {\ln \sqrt {St} } \right)$

$(13)$

来流颗粒与旋线的相对运动速度是变化的，故单根旋线上惯性碰撞捕集的液滴质量可由积分(见式(14))来计算。单根旋线的惯性碰撞捕集效率计算见式(15)，而气流中有N根捕集体的惯性碰撞效率计算式见式(16)。

${m_{\rm{I}}} = \int_0^{{r_0}} {{c_0}{\eta _i}{d_{\rm{f}}}\omega r{\rm{d}}r}$

$(14)$

${\eta _{\rm{I}}} = \frac{{{m_{\rm{I}}}}}{M} = \frac{{\omega {d_{\rm{f}}}}}{{{\text{π}} {r_0}^2v}}\int_0^{{r_0}} {{\eta _i}r{\rm{d}}r}$

$(15)$

${\eta _{{\rm{I}}N}} = 1 - {(1 - {\eta _{\rm{I}}})^N}$

$(16)$

式中：m_I为单根旋线惯性碰撞作用捕集的液滴质量，kg；η_I为单根旋线的惯性碰撞捕集效率；η_IN为旋线层惯性碰撞捕集效率；N为旋线根数。

1.2.3 扩散效应

扩散效应适合于颗粒直径d_p<1 µm的情况。但在水雾中，d_p<1 µm液滴所占质量百分比极小，对总捕集效率的贡献很小，可忽略。

对于多机理同时存在的复合捕集效率，普遍采用RICHARD和SEINFELD 给出的算式^[25] (见式(17))。于是，N根旋线的旋线层的拦截和惯性碰撞复合除雾效率计算式见式(18)。

$\eta = 1 - (1 - {\eta _1})(1 - {\eta _2}) \cdots (1 - {\eta _n})$

$(17)$

${\eta _N} = 1 - (1 - {\eta _{{\rm{R}}N}})(1 - {\eta _{{\rm{I}}N}})$

$(18)$

上述研究表明，降低气流速度、增加转速，均有助于增强拦截和惯性碰撞的捕集作用，但增加旋线根数的提效作用更突出。

1.3 旋流离心分离

旋线除雾器可采用单层或多层布置。由于每层旋线布置的根数是受限的，当旋线除雾器无法满足水雾排放要求时，可通过增加旋线层数提效。当采用多层布置时，在两旋线层之间形成较规则的旋涡流，对雾滴产生离心分离作用。

图1中，旋线层间的距离Δh应不小于旋线长度 ${r_0}$ ，否则会发生相互干扰或缠绕。在切向上，在两层旋线高速同向旋转的拖曳下，Δh空间内的气体几乎以旋线相同的角速度ω旋转。在轴向上，其流速与下行流v相同。因此，旋流经过h距离的时间计算式见式(19)。在此期间，旋流的旋转角度计算式见式(20)。

${t_0} = \Delta h/v$

$(19)$

${\theta _0} = \omega {t_0} = \omega \Delta h/v$

$(20)$

在图5所示的旋流场中，假定位于半径r_θ直径为d_p的雾滴随气流旋转θ角度后，沉降到r=r₀的边壁上被捕集。

图 5 旋线除雾器旋流离心分离效率建模示意图

Figure 5. Development model of centrifugal separation efficiency of a rotary thread demister

下载: 全尺寸图片幻灯片

显然，对于位于r_θ和r₀之间直径为d_p的所有雾滴将被捕集。因此，其旋流分离效率计算式见式(21)。

${\eta _\omega } = ({r_0} - {r_\theta })/{r_0} = 1 - \frac{{{r_\theta }}}{{{r_0}}}$

$(21)$

由式(21)可知，下面应确定r_θ的计算方法。在图5所示的雾滴轨迹线的任意点(r, θ)上，雾滴在dt时间内径向和切向运动距离计算式见式(22)。

${\rm{d}}r = w{\rm{d}}t,\;r{\rm{d}}\theta = u{\rm{d}}t$

$(22)$

式中：雾滴的离心沉降速度w计算式见式(23)。

$w = \tau \frac{{{u^2}}}{r}$

$(23)$

式中：τ为弛豫时间，计算式见式(24)。

$\tau = \frac{{{\rho _{\rm{p}}}{d_{\rm{p}}}^2{C_{\rm{c}}}}}{{18\mu }}$

$(24)$

式中：C_c 即Cunningham 滑移修正系数，对于d_p>1 µm的粒子，C_c≈1。

由式(22)可换算得到式(25)。将式(23)代入式(25)，得到式(26)。将式(4)代入式(26)，积分得到式(27)。由式(27)得到式(28)。将式(28)代入式(21)得旋流离心分离效率计算式(29)。将式(20)代入式 (29)，旋流离心分离效率还可由式(30)计算得到。

$\frac{{{\rm{d}}r}}{{{\rm{d}}\theta }} = r\frac{w}{u}$

$(25)$

${\rm{d}}r = \tau u{\rm{d}}\theta$

$(26)$

$\int_{{r_\theta }}^{{r_0}} {\frac{{{\rm{d}}r}}{r}} = \int_0^{{\theta _0}} {\tau \omega {\rm{d}}\theta }$

$(27)$

${r_\theta } = {r_0}{{\rm{e}}^{ - \omega \tau {\theta _0}}}$

$(28)$

${\eta _\omega } = 1 - \frac{{{r_\theta }}}{{{r_0}}} = 1 - {{\rm{e}}^{ - \omega \tau {\theta _0}}}$

$(29)$

${\eta _\omega } = 1 - \frac{{{r_\theta }}}{{{r_0}}} = 1 - \exp ( - \frac{{\tau \Delta h{\omega ^2}}}{v})$

$(30)$

可见旋流离心分离除雾效率服从指数变化规律，且是雾径和转速平方的函数。在图1所示的第二层旋线下面仍有呈锥状收缩的旋流流动，但因接近气流出口，旋流衰减较快，故忽略其离心分离作用。

于是，双层旋线捕集和旋流离心分离协同除雾效率计算式为式(31)。

${\eta _C} = 1 - {(1 - {\eta _N})^2}(1 - {\eta _\omega }) = 1 - {\left[ {(1 - \eta {}_{{\rm{R}}N})(1 - {\eta _{{\rm{I}}N}})} \right]^2}(1 - {\eta _\omega })$

$(31)$

2. 旋线除雾理论的验证

2.1 实验系统

双层旋线除雾实验系统如图6所示。由除雾器本体、水泵、电机、旋线、风机、水箱构成。入口管均布4个雾化喷嘴，壳体采用8 mm厚有机玻璃，旋线长250 mm，材质采用3 mm聚酯纤维线。风机最大风量5 000 m³·h⁻¹，全压300 Pa。

图 6 实验系统示意图

Figure 6. Schematic diagram of the experimental setup

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.2 实验方法

风量和旋线转速均采用变频器控制。通过调节水压改变水雾直径，采用Winner 318激光粒度分析仪测定实验水雾的粒径分布如图7所示。水雾中位径为20.1 μm，实验雾滴大小接近工业脱硫塔烟气夹带液滴的粒径范围^[26]。

图 7 雾滴粒径分布

Figure 7. Distribution of water droplet sizes

下载: 全尺寸图片幻灯片

除雾效率的测定采用水平衡法^[27]。在图6中，雾化水箱的失水量为喷嘴总喷水量m₁，喷头喷出的雾化水雾随气流运动，喷到进气管壁上的雾滴汇入沉降水箱中，水量为m₂。实际进入旋线除雾器筒体的总水雾量m₀=m₁−m₂，被旋线旋线捕集的雾滴流入捕集水箱中，水量为m_c，则除雾效率见式(32)。

${\eta _{\rm{T}}} = {m_{\rm{c}}}/{m_0}$

$(32)$

2.3 实验条件

实验在常温常压下进行，双层旋线除雾器每层旋线根数分别取100根和200根。考虑到现有静电除雾器的处理风速通常不超过2 m·s⁻¹^[28]，为体现旋线除雾器的优势，实验风速取2.5 m·s⁻¹。喷嘴的喷液量为1 355 kg·h⁻¹，水雾浓度为4 100 mg·m⁻³。

2.4 检验结果与讨论

2.4.1 效率理论的检验

当每层旋线分别为100根和200根时，测得双层旋线除雾器的除雾效率与旋线转速的关系如图8所示。

图 8 双层旋线除雾总效率与旋线转速的关系(旋线直径3 mm，长度250 mm)

Figure 8. Relationship between the demisting efficiency and the rotating speed of rotary thread with two rotary thread layers (diameter: 3 mm, length: 250 mm)

下载: 全尺寸图片幻灯片

结果表明，增加旋线根数的提效作用非常显著。采用直径3 mm旋线捕集中位径20.1 μm的水雾，当旋线转速500 r·min⁻¹时，每层旋线为100根时除雾总效率约95%，当旋线增至每层200根时，除雾总效率为98.1%。

由于实验所测得的除雾效率是总除雾效率，所建立除雾效率理论式(31)是分级效率，二者无法比较。为将实验所得总效率与分级效率相联系以便于评价除雾器的性能，ZHAO等^[29]通过大量实验数据和试错研究发现，颗粒群的总捕集效率和颗粒群中位径近似存在的关系如式(33)所示。

${\eta _{\rm{T}}} = 1 - \exp \left( { - {k_0}{d_{{\rm{p}}50}}} \right)$

$(33)$

式中：η_T为总效率实验值；k₀为待定系数；d_p50为颗粒群中位径。

根据已知总效率实验值η_T和颗粒群中位径d_p50，由式(33)可确定系数k₀。于是，基于分级效率服从指数规律，ZHAO等^[29]得出预估分级效率经验式(34)。

${\eta _{\rm{e}}} = 1 - \exp \left( { - {k_0}{d_{\rm{p}}}} \right)$

$(34)$

式中：η_e为预估分级效率。

作为验证性研究，仅讨论旋线转速500 r·min⁻¹情况下分级效率理论值与分级效率经验预估值的吻合度。

由总效率实验结果图8和式(33)得出的k₀值(见表1)。由式(34)分别得出每层100根和200根时的分级效率经验值η_e，然后由式(31)得出双层旋线除雾器分级效率理论值η_C，将计算结果绘于图9中。

表 1 k₀值计算表

Table 1. Calculation value of k₀

转速n/(r·min⁻¹)	角速度ω/(rad·s⁻¹)	每层旋线根数	总效率实验值/%	k₀
500	16.7π	100	95.0	0.149
500	16.7π	200	98.1	0.197

| Show Table

DownLoad: CSV

图 9 双层旋线分级除雾效率理论值与经验值对比(500 r·min⁻¹)

Figure 9. Comparison of theoretical and empirical fractional demisting efficiency values in a demister with two rotary thread layers (500 r·min⁻¹)

下载: 全尺寸图片幻灯片

实验结果表明，当雾径小于5 μm，旋线除雾器分级效率理论值低于经验值；当雾径为5~20 μm时，理论值高于经验值，随后二者相互逼近。上述现象的原因是，当雾径小于5 μm，惯性碰撞效应较弱，而当雾径大于5 μm，惯性碰撞作用明显增强。总体看，旋线除雾器分级效率理论值与经验值相当吻合，在雾径为0~40 μm时，平均误差约1.4%，说明双层旋线的拦截、惯性碰撞与旋流离心分离复合除雾效率理论是比较准确的。

2.4.2 不同机理的提效作用

为明确各捕集机理在旋线除雾中的作用，取旋线转速500 r·min⁻¹，将单层拦截η_RN、惯性碰撞η_IN、旋流离心分离η_ω和双层复合除雾效率η_c的计算结果绘于图10中。由图10可看出，惯性碰撞效应起主导作用，旋流分离次之，拦截效率对旋线除雾器效率的贡献很小。如对20 μm雾滴，在每层旋线 $N = 200$ 根时，双层复合除雾效率已达98%，单层旋线惯性碰撞效率为89%，旋流离心分离效率为33%，而拦截效率仅2.5%左右。因此，拦截效率可忽略不计。在小雾径情况下，虽然离心分离作用小于惯性碰撞，但离心分离效率随雾径增加较快，对旋线除雾器具有明显提效作用。

图 10 双层旋线除雾器拦截、惯性碰撞、离心分离和复合机理除雾效率的比较(500 r·min⁻¹)

Figure 10. Demisting efficiency comparison of interception, inertial impaction, centrifugal separation, and combination mechanism in a demister with two rotary thread layers (500 r·min⁻¹)

下载: 全尺寸图片幻灯片

3. 结论

1)旋线除雾器的除雾机理主要是拦截、惯性碰撞和旋线的高速旋转产生的旋流离心分离。理论研究表明，拦截和惯性碰撞随旋线转速和旋线根数的增加而提高，但增加旋线根数的提效作用更有效；旋流离心分离效率是雾径和转速的平方的函数，且服从指数规律。

2)双层旋线除雾器的理论分级效率的验证结果表明，在旋线转速500 r·min⁻¹、旋线直径3 mm、每层旋线分别为100根和200根的情况下，在0~40 μm雾径范围内，旋线除雾器分级效率理论值与经验值基本吻合，平均误差约1.4%，说明双层旋线器的复合除雾效率理论是比较准确的。

3)对比各机理在旋线除雾器中的提效作用可看出，旋线的惯性碰撞效应起主导作用，特别是对小粒径的雾滴有较高的捕集效率；旋流离心分离作用次之，对于小粒径雾滴分离效率不高，但随着雾滴粒径的增加效率提升较快；旋线的拦截除雾效率较低，几乎可以忽略不计。

图 1 池体及扰流栅条模型

Figure 1. Model of the pool body and spoiler bars

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 有无栅条情况下湍动动能云图对比

Figure 2. Comparison of turbulent kinetic energy clouds with and without grid bars

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 有无栅条时特征断面平均湍动动能变化情况

Figure 3. Variation of mean turbulent energy in characteristic sections with and without grating

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 有无栅条时湍动能耗散率云图

Figure 4. Turbulent dissipation rate clouds with and without grid bars

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 有无栅条时特征断面平均湍动能耗散率分布变化

Figure 5. Variation of the mean turbulent energy dissipation rate distribution in the characteristic section with and without grating

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 有无栅条时速度梯度云图

Figure 6. Vortex velocity gradient clouds with and without grid bars

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 有无栅条时特征断面平均速度梯度变化

Figure 7. Variation of the mean vortex velocity gradient in the characteristic section with and without grid bars

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 有无栅条时最小涡旋尺度分布云图

Figure 8. Clouds of minimum vortex scale distribution with and without grid bars

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 有无栅条时特征断面最小涡旋尺度变化

Figure 9. Variation of the minimum vortex scale in the characteristic section with and without grid bars

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 有无栅条条件下絮体差异

Figure 10. Differences in flocs with and without grid bars

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 边界层条件计算表

Table 1. Calculation table of boundary layer conditions

进水口直径/m 进水口流速/m·s⁻¹ 进水口雷诺数进水口湍流强度

0.006 1.5 8 922.38 5.13%
出水口直径/m 出水口雷诺数出水口湍流强度
0.11 973.35 6.77%

进水口直径/m 进水口流速/m·s⁻¹ 进水口雷诺数进水口湍流强度

0.006 1.5 8 922.38 5.13%
出水口直径/m 出水口雷诺数出水口湍流强度
0.11 973.35 6.77%

下载: 导出CSV

[1]	周文哲. 隧道施工废水处理研究[J]. 铁道建筑, 2019, 59(9): 77-80. doi: 10.3969/j.issn.1003-1995.2019.09.19
[2]	祝捷. 引汉济渭工程输水隧洞施工废水处理工艺研究[J]. 铁道工程学报, 2014, 31(6): 109-113. doi: 10.3969/j.issn.1006-2106.2014.06.022
[3]	薛正. 铁路隧道施工废水处理存在的问题[J]. 铁道建筑, 2021, 61(4): 57-61.
[4]	吴楠, 王三反, 黑见星, 等. 高海拔低温地区强化混凝沉淀过滤处理隧道施工废水[J]. 中国给水排水, 2017, 33(22): 85-88. doi: 10.19853/j.zgjsps.1000-4602.2017.22.019
[5]	中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局, 中国国家标准化管理委员会. 污水综合排放标准: GB 8978-1996 [S]. 北京: 中国环境科学出版社, 1996.
[6]	中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局, 中国国家标准化管理委员会. 地表水质量标准: GB 3838-2002 [S]. 北京: 中国环境科学出版社, 2002.
[7]	晓溪. 旋流反应澄清池[J]. 建筑技术通讯(给水排水), 1982(4): 32-35.
[8]	李国龙. 旋流式水力循环澄清池的设计和研究[J]. 建筑技术通讯(给水排水), 1981(4): 8-12+24.
[9]	常青. 絮凝动力学的现状与研究方法进展[J]. 环境科学学报, 2015, 35(10): 3042-3049. doi: 10.13671/j.hjkxxb.2015.0091
[10]	贺维鹏, 曹玉烛, 施周, 等. 基于CFD的网格絮凝池内水流紊动协同效应分析[J]. 湖南师范大学自然科学学报, 2017, 40(4): 14-20. doi: 10.7612/j.issn.1000-2537.2017.04.003
[11]	DAI H L, QIU Z M, HU F P, et al. Floc Performance parameters during water treatment in a micro-vortex flocculation process determined by machine vision[J]. Environmental Technology, 2019, 40(23): 3062-3071. doi: 10.1080/09593330.2018.1465127
[12]	WANG X, CUI B, WEI D, et al. CFD-PBM modelling of tailings flocculation in a lab-scale gravity thickener[J]. Powder Technology, 2022, 396: 139-151. doi: 10.1016/j.powtec.2021.10.054
[13]	童祯恭, 杨静芝, 董红军. 涡流澄清池反应区流态模拟及试验分析[J]. 环境科学与技术, 2013, 36(11): 112-116.
[14]	王艺, 戴红玲, 周政, 等. 微涡流絮凝工艺处理低温低浊微污染水的优化[J]. 中国给水排水, 2019, 35(23): 41-47+52. doi: 10.19853/j.zgjsps.1000-4602.2019.23.008
[15]	何亚其, 白健华, 孙超, 等. 新型微涡流混凝器絮凝效果评价及数值模拟分析[J]. 工业水处理, 2021, 41(6): 206-210. doi: 10.11894/iwt.2020-0868
[16]	祝威, 王志新, 韩霞, 等. 气携式涡旋絮凝反应器数值模拟[J]. 中国矿业大学学报, 2019, 48(4): 911-918. doi: 10.13247/j.cnki.jcumt.001039
[17]	BRIDGEMAN J, JEFFERSON B, PARSONS S. The development and application of CFD models for water treatment flocculators[J]. Advances in Engineering Software, 2010, 41(1): 99-109. doi: 10.1016/j.advengsoft.2008.12.007
[18]	王福军. 计算流体动力学分析[M]. 清华大学出版社, 2004.
[19]	LIANO CE, CORAL JA, FONTALVO J, et al. CFD assisted analysis and design of hydraulic flocculators[J]. Revista Mexicana de Ingenieria Quimica, 2019, 18(3): 995-1015. doi: 10.24275/uam/izt/dcbi/revmexingquim/2019v18n3/Llano
[20]	BRIDGEMAN J, JEFFERSON B, PARSONS S. Assessing floc strength using CFD to improve organics removal[J]. Chemical Engineering Research & Design, 2008, 86(8): 941-950.
[21]	OYEGBILE B, AKDOGAN G, KARIMI M. Experimental and CFD studies of the hydrodynamics in wet agglomeration process[J]. Chem Engineering, 2018, 2(3): 32-49.
[22]	李圣洁. 网格板几何尺寸对网格絮凝池流场影响的数值模拟研究[D]. 兰州交通大学.
[23]	ZHAN M, YOU M, LIU L, et al. Numerical simulation of mechanical flocculation in water treatment[J]. Journal of Environmental Chemical Engineering, 2021, 9(4): 105536. doi: 10.1016/j.jece.2021.105536
[24]	赫俊国, 赵连栋, 宋宏伟. 涡旋混凝低脉动沉淀技术在海港水厂的应用[J]. 给水排水, 2002, 28(1): 42-45. doi: 10.3969/j.issn.1002-8471.2002.01.013
[25]	张鹏天, 胡锋平, 张琪, 等. 涡流反应器及其在即墨市南水厂的应用[J]. 华东交通大学学报, 2006(5): 9-11. doi: 10.3969/j.issn.1005-0523.2006.05.003
[26]	LU S, DING Y, GUO J. Kinetics of fine particle aggregation in turbulence[J]. ADVANCES IN COLLOID AND INTERFACE SCIENCE, 1998, 78(3): 197-235. doi: 10.1016/S0001-8686(98)00062-1
[27]	FAN W B, LI W G, GOMG X J, et al. Evaluation of the effect of a hydraulic impeller in a flocculation basin on hydrodynamic behavior using computational fluid dynamics[J]. Desalination & Water Treatment, 2015, 54(4-5): 1361-1374.
[28]	DSDO A, CBD B. Global velocity gradient evaluation: An innovative approach using CFD modeling applied to water and wastewater treatment plants[J]. Journal of Water Process Engineering, 2019, 28(C): 21-27.
[29]	王绍文. 惯性效应在絮凝中的动力学作用[J]. 中国给水排水, 1998, 14(2): 13-15. doi: 10.3321/j.issn:1000-4602.1998.02.004
[30]	WATANABE Y. Flocculation and me[J]. Water Research, 2017, 114(1): 88-103.
[31]	COSTINE A, COX J, TRAVAGLINI S, et. al. Variations in the molecular weight response of anionic polyacrylamides under different flocculation conditions[J]. Chemical Engineering Science, 2018, 176: 127-138. doi: 10.1016/j.ces.2017.10.031
[32]	卢佳, 王毅力, 杜白雨, 等. 聚合氯化铁-腐殖酸(PFC-HA)絮体的粒度和分形维数的动态变化[J]. 环境科学学报, 2008, 28(4): 624-633. doi: 10.3321/j.issn:0253-2468.2008.04.005
[33]	金鹏康, 王晓昌. 腐殖酸絮凝体的形态学特征和混凝化学条件[J]. 腐植酸, 2008(1): 39-39+2. doi: 10.19451/j.cnki.issn1671-9212.2008.01.012
[34]	柴宝红, 方布雷, 王岩, 等. 隧道废水小粒径悬浮物微絮凝法快速处理技术[J]. 隧道与地下工程灾害防治, 2021, 3(4): 61-67. doi: 10.19952/j.cnki.2096-5052.2021.04.07
[35]	史志皓, 朱海涛, 欧阳卓明, 等. 武汉市汉江原水悬浮物浓度与浊度对应关系的研究[J]. 中国给水排水, 2022, 38(21): 51-56. doi: 10.19853/j.zgjsps.1000-4602.2022.21.007
[36]	曹赞. 基于Fluent的微涡流絮凝工艺数值模拟与关键运行参数优化[D]. 华东交通大学, 2019.
[37]	张兆顺, 崔桂香, 许春晓. 湍流理论与模拟[M]. 湍流理论与模拟, 2005.

期刊类型引用(1)

1.	祝雄涛，李德良，于洋. 小型水厂星伞絮凝/浮沉/过滤一体化工艺设计与运行. 中国给水排水. 2024(24): 53-58 . 百度学术

其他类型引用(1)

点击查看大图

图( 10) 表( 1)

计量

文章访问数: 4474
HTML全文浏览数: 4474
PDF下载数: 120
施引文献: 2

1. 旋线除雾理论
1.1 旋线除雾器的工作原理
1.2 旋线层的除雾效率
1.3 旋流离心分离
2. 旋线除雾理论的验证
2.1 实验系统
2.2 实验方法
2.3 实验条件
2.4 检验结果与讨论
3. 结论

全文HTML

随着铁路的高速建设及铁路沿线环保要求的日益严格，隧道废水处理问题日益凸显。目前隧道废水主流处理工艺是采用沉砂、混凝沉淀、水旋澄清、过滤等工艺进行处理，这类工艺对于目标污染物悬浮物 (suspended substance, SS) 的去除率一般可达到60%~85%^[1-4]。能够满足现行《污水综合排放标准》 (GB 8978-1996) ^[5]一级标准中SS为70 mg·L⁻¹的排放要求。但是，一些新建环境敏感区域的铁路已开始执行《地表水环境质量标准》 (GB 3838-2002)^[6]，部分地区要求SS出水小于10 mg·L⁻¹。同时，由于现场作业面积受限，现场缺乏专业技术人员，对废水除浊设备提出了处理效率高、占地面积小、简单可靠、易于运维的要求。因此，研究隧道施工废水除浊先进技术、开发相应设备、以提高隧道废水除浊处理的效率与效果具有重要的工程应用价值。

当前隧道废水除浊工艺中，水力旋流澄清池因将混凝与澄清工艺集合为一体，简化了工艺流程，使得运行维护较为简便而得到广泛应用。其利用水泵作为唯一动力设备为澄清池提供混凝和接触絮凝驱动力，依靠反应室自下而上的大尺度涡旋的离心作用改善水中胶体颗粒的碰撞效率从而提升絮凝效果，为后续的澄清环节提供接触絮凝悬浮泥渣，从而达到高效化处理的目的^[7]。但是，由于该类设备反应室内涡旋尺度较大，导致其处理效率仍旧很低，旋流反应室停留时间达到20~30 min^[8]。而近年来以Kolmogrov理论为基础的微涡旋混凝工艺逐步得到应用，该技术主要依靠不同形式的涡旋发生器在混凝流场中形成小尺度涡旋，利用微涡旋增加微粒的碰撞次数，从而提升混凝效率^[9-12]。在微涡强化混凝技术研究上，童祯恭等^[13]和王艺等^[14]在对多孔空心球形涡流反应器进行研究时提出，设置合理的涡流反应器投配组合可以提高絮凝效果；何亚其等^[15]提到微涡流混凝器内流体呈现类似于圆管射流的流动特性，法兰构造显著增加了流体的湍流扰动，可有效促进凝聚效率的提升；祝威等^[16]提出，气携式涡旋絮凝反应器中可以依靠微气泡在旋流絮凝区中形成微尺度的涡旋，使水流从旋流向涡流转化，从而实现微涡絮凝的目的。

由于隧道现场施工环境较差，若在旋流澄清反应器中直接采用网格或多孔空心球等造涡设备很容易在实际运行过程中发生堵塞，降低设备的可靠性。本研究从水力旋流澄清池的旋流混凝反应区入手，利用自主研发的栅条式微涡发生器作为造涡设备，采用计算机数值模拟手段，探究反应区加入栅条后反应区与絮凝主要相关的流场关键水力学参数变化；并采用模拟废水进行微涡混凝实验验证，拟为隧道废水高效处理工程应用提供参考。

3. 结论

1) 流场中加入栅条式微涡发生器后，湍动动能及湍动能耗散率提升明显，有利于混凝反应初期药剂与颗粒的充分混合。同时，流场中引入栅条后，其紊动更加混乱不均，破坏了无栅条时的“类层流”同心圆分布的流场结构。持续的紊动将利于颗粒发生多种形式的絮凝。

2) 流场中引入栅条式微涡发生器后，流场内可产生尺寸范围角广的微涡旋，其中400~800 μm尺度涡旋占比较高，可为相近尺度的絮体能够提供更好的聚集条件。

3) 流场中加入栅条式微涡发生器后，反应器的停留时间仅为2 min较之旋流式水力循环澄清池的旋流反应区20~30 min的停留时间有明显提升。在同等实验条件下，涡旋絮凝反应后的絮体更加密实，其分形维数可达1.71，同时上清液出水浊度可达37.4 NTU去除率可达96.26%，较之无栅条时有明显提升。

参考文献 (37)

进水口直径/m	进水口流速/m·s⁻¹	进水口雷诺数	进水口湍流强度
0.006	1.5	8 922.38	5.13%

出水口直径/m	出水口雷诺数	出水口湍流强度
0.11	973.35	6.77%

栅条式微涡除浊技术流场数值模拟

作者简介: 张东海 (1983—) ，男，硕士，高级工程师，275592838@qq.com

通讯作者: 张东海 (1983—) ，男，硕士，高级工程师，275592838@qq.com;

Numerical simulation of flow field in grid micro-vortex for turbidity removal technology

Corresponding author: ZHANG Donghai, 275592838@qq.com ;

1. 旋线除雾理论

1.1 旋线除雾器的工作原理

1.2 旋线层的除雾效率

1.2.1 拦截

1.2.2 惯性碰撞

1.2.3 扩散效应

1.3 旋流离心分离

2. 旋线除雾理论的验证

2.1 实验系统

2.2 实验方法

2.3 实验条件

2.4 检验结果与讨论

2.4.1 效率理论的检验

2.4.2 不同机理的提效作用

3. 结论

期刊类型引用(1)

其他类型引用(1)

计量

出版历程

栅条式微涡除浊技术流场数值模拟

通讯作者: 张东海 (1983—) ，男，硕士，高级工程师，275592838@qq.com;

作者简介: 张东海 (1983—) ，男，硕士，高级工程师，275592838@qq.com 1. 中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安 710043 2. 兰州交通大学环境与市政工程学院，兰州 730070

English Abstract

Numerical simulation of flow field in grid micro-vortex for turbidity removal technology

Corresponding author: ZHANG Donghai, 275592838@qq.com ;

全文HTML

1.1. 几何模型与网络

1.2. 数值方法与模型选择

1.3. 絮凝实验方法及评价指标

2.1. 数值模拟实验结果分析

2.2. 絮凝实验结果分析

目录

全文HTML

1.1. 几何模型与网络

1.2. 数值方法与模型选择

1.3. 絮凝实验方法及评价指标

2.1. 数值模拟实验结果分析

2.2. 絮凝实验结果分析

作者简介: 张东海 (1983—) ，男，硕士，高级工程师，275592838@qq.com
1. 中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安 710043

2. 兰州交通大学环境与市政工程学院，兰州 730070