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应用于臭氧消毒系统的新型静态混合器结构设计

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胡珊, 毛澍洲, 邱光宇, 许小红, 张波. 应用于臭氧消毒系统的新型静态混合器结构设计[J]. 环境工程学报, 2020, 14(11): 3201-3207. doi: 10.12030/j.cjee.201912068
引用本文: 胡珊, 毛澍洲, 邱光宇, 许小红, 张波. 应用于臭氧消毒系统的新型静态混合器结构设计[J]. 环境工程学报, 2020, 14(11): 3201-3207. doi: 10.12030/j.cjee.201912068
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HU Shan, MAO Shuzhou, QIU Guangyu, XU Xiaohong, ZHANG Bo. Structural design of new static mixer for ozone disinfection system[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2020, 14(11): 3201-3207. doi: 10.12030/j.cjee.201912068
Citation: HU Shan, MAO Shuzhou, QIU Guangyu, XU Xiaohong, ZHANG Bo. Structural design of new static mixer for ozone disinfection system[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2020, 14(11): 3201-3207. doi: 10.12030/j.cjee.201912068
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应用于臭氧消毒系统的新型静态混合器结构设计

  • 1.

    江苏大学环境与安全工程学院，镇江 212013

  • 2.

    江苏恒泰泳池科技股份有限公司，常州 213179

  • 3.

    江苏大学常州工程研究院，常州 213164

    • 作者简介: 胡珊(1996—)，女，硕士研究生。研究方向：水处理技术。E-mail：1069828090@qq.com
    通讯作者: 张波(1975—)，男，博士，副教授。研究方向：水处理技术及环保工艺设备开发。E-mail：zhangbo@ujs.edu.cn
  • 基金项目:
    江苏省研究生科研与实践创新计划项目(SJCX19_0567)；常州市科技支撑项目(CE20185005)

  • 中图分类号: TQ051.71

Structural design of new static mixer for ozone disinfection system

  • 1.

    School of the Environment and Safety Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China

  • 2.

    Jiangsu Hengtai Swimming Pool Technology Co. Ltd., Changzhou 213179, China

  • 3.

    Changzhou Engineering Research Institute of Jiangsu University, Changzhou 213164, China

    • Corresponding author: ZHANG Bo, zhangbo@ujs.edu.cn

摘要

  • 摘要: 臭氧水消毒过程中，液液混合均匀性是关键。为提高臭氧水消毒过程的混合均匀性，优化设计了一种旋流扩散静态混合器。通过数值模拟得到旋流扩散静态混合器中臭氧水浓度及压力分布，以旋流扩散静态混合器前后的不均匀系数及压损系数作为评价指标，探究混合元件间距、夹角等因素对臭氧水混合均匀性及压力损失的影响，从而优化混合器结构设计，并与传统SK 型混合器进行比较。模拟结果表明：最优结构布局参数为相邻蘑菇头间距40 mm，交错角0°，十字交叉板夹角120°。在此情况下，不均匀系数由1.92降至0.074，压力损失系数为4.96%。新型混合器相比传统混合器具有更好的混合效果，且十字交叉板夹角大小对不均匀系数、压力损失的影响较大。
    Abstract: The liquid-liquid mixing uniformity is an important parameter in the process of ozone water disinfection, a swirl diffusion static mixer was optimized to improve it. The concentration and the pressure distribution of ozone water in the mixer were determined by means of numerical simulation. Using the non-uniformity and pressure loss coefficients before and after the mixer as evaluation indices, the effects of distance, angle and other factors of mixing elements on the uniformity and pressure loss of ozone water were studied, accordingly, the mixer structure was optimized which was compared with the traditional SK mixer. The simulation showed the optimal structural parameters were following: the distance between adjacent mushroom heads was 40 mm, the intersection angle was 0° and the angle between the cross plate was 120°. Under this condition, the non-uniformity coefficient decreased from 1.92 to 0.074, and the pressure loss coefficient was 4.96%. Compared with the traditional mixer, the new mixer had a better mixing performance. In addition, the angle between the cross plates had large influence on the coefficient of non-uniformity and pressure loss.

  • 随着人民的生活水平不断提高，由家庭生活和工业生产带来的油水混合物的产量急剧增加，含油废水的排放和无数的漏油事件不仅对生态系统造成破坏，威胁人类健康，还浪费了宝贵的资源[1-3]. 含油废水一般可以分为两类：不相溶的油水混合物及油水乳液. 不相溶的油水混合物包含较大的分散液滴（> 20 μm）[4]，可以随着时间的推移自然分层，密度较大的逐渐沉降，密度较小的漂浮到顶部[5]. 油水乳液属于胶体分散体，由连续相中的微米级和纳米级液滴组成，乳液的成分比单纯的油水两相混合物更复杂[6]. 油水乳液中包含各种分子相互作用和界面活性成分，因此形成的系统也更稳定.

    能够处理不相溶油水混合物和油水乳化液的膜分离技术具有很大的应用前景. 改变膜表面的润湿性可以赋予膜对连续相的润湿性和对分散相的排斥性[7]，使油水分离具有高效率和高选择性. Jiang等[8-9] 提出，分离油水混合物的方法理论上可分为两类：除水和除油. 具有疏水/亲油性的油水分离膜允许油相通过而阻止水相通过，在分离水包轻油（ρoil<ρwater）乳液时，由于膜表面会形成一层水膜，阻碍油相与分离膜的接触，导致分离受阻[10-12]，并且由于含油黏度的不同，分离水包重油（ρoil > ρwater） 乳液时会对膜产生不同程度的污染和堵塞，这些问题限制了疏水/亲油性膜在油水分离领域的应用[13]. 因此，具有允许水相通过同时阻碍油相渗透性能的亲水/水下疏油性分离膜更适合实际应用[14-15].

    将纳米材料在基底膜上均匀分散，调整膜表面润湿性及多孔结构[16]，可以开发出具有亲水/水下疏油特性的油水分离膜. 迄今为止，已经开发了各种纳米材料修饰膜表面以获得所需的润湿性，如羟基磷灰石纳米管[17]、活性炭[18]、金属有机框架[19]、二硫化钨[20]、硝化纤维[21]，二氧化钛（TiO2）[22]和氧化石墨烯[23]等. 其中，TiO2因成本低、无毒、化学稳定性高而被广泛应用于油水分离体系中. Chen等[24]制备出TiO2涂层的剥离纤维膜呈亲水/亲油/水下疏油性，水下油接触角达157°，对水包硅油乳液的分离效率为94%；Fazli Wahid等[25]将细菌纤维素与 TiO2纳米材料混合制备膜，并通过ZnO纳米材料的原位生长进一步改性，所制备的复合膜呈亲水性，水下油接触角为145°，对水包甲苯乳液的分离效率达到99%；Feng等[26]通过TiO2的自组装制备出二维层状MXene/聚亚芳基醚腈（PEN）纤维复合膜，空气中呈亲水性，对石油醚的水下油接触角为155°，对水包石油醚乳液分离效率达99%. 这些工作代表了油水分离材料开发的重大进展，但由于实际油水混合物油相的密度多样性，以上工作还存在局限性，制备出能同时处理水包轻质油和水包重质油的油水分离膜十分重要. 部分学者研究了同时处理水包轻/重质油乳液的材料[13, 27-30]，但是制备方式复杂，需要额外搭建处理装置，且处理量有限，还有学者研究了表面润湿性不对称的Janus膜，但其结构小、分批分离工艺、处理能力低等仍限制了其性能和应用[31]. 因此，开发出一种能同时处理水包轻/重质油，且制备方法简便，无需进行预处理，无需额外搭建装置的油水分离膜十分有必要.

    二硫化钼（MoS2）作为过渡金属二硫化物的热门研究材料之一，已被广泛应用于催化剂、润滑剂、石油添加剂、氢存储体、电子器件等各个领域[32-33]. 除了上述应用外，其化学稳定性、剥离可行性和表面功能化潜力等显著特性使MoS2成为混合改性膜中新型纳米添加剂的合适候选材料[34-35]. MoS2具有强共价键合的 S—Mo—S结构，不同层之间通过范德华力连接，因此它具有类石墨烯的二维层状形态[36-38]，其特有的晶相、层间距和空位缺陷等结构特征为膜处理技术在废水处理领域的应用提供了广阔的前景[39]. 一些学者将MoS2与其他二维材料（如石墨烯、氮化硼）相比，证实MoS2具有出色的性能[39]. 国外研究学者将MoS2掺入到PES膜处理炼油厂废水[36]. 结果表明过滤160 min后，COD从240 mg·L−1 降低到40.8 mg·L−1，浊度也从12.2 NTU降低到2.1 NTU. 因此MoS2具有显著改善膜基水处理的潜力. 并且天然辉钼矿中含有大量的MoS2，有利于降低生产成本.

    多功能纳米材料的混合有利于提高膜的性能[13]. 将花球状纳米结构MoS2与具有高表面能的TiO2纳米材料复合制备MoS2-TiO2材料，通过真空抽滤制备出MoS2-TiO2/PVDF复合膜. MoS2-TiO2 /PVDF复合膜呈现出亲水/亲油/水下疏油性，可以实现不混溶油水、水包轻油（石油醚）乳液及水包重油（1,2-二氯乙烷）乳液的多任务分离性能.

    1.   实验部分 （Experimental section）

    1.1   膜的制备

    TiO2/PVDF膜: 称取80 mg 硫酸氧钛（TiOSO4）加入200 mL纯水中搅拌2 h，TiOSO4溶液在水中水解后变为偏钛酸（TiO（OH）2）. 之后在2000 r·min−1下离心，真空烘干，再在马弗炉中300 ℃热处理2 h后得到TiO2材料. 称取0.02 g TiO2加入20 mL乙醇中，超声1 h，得到TiO2制膜液. 将制膜液真空抽滤到PVDF膜基底上即得TiO2/PVDF膜.

    MoS2/PVDF膜: 采用十六烷基三甲基溴化铵（CTAB）辅助水热法制备疏水性MoS2. 将1 mmol 钼酸钠（Na2MoO4）和3 mmol 硫脲（C2H5NS）溶于50 mL去离子水中，磁力搅拌至完全溶解，然后加入0.5 mmol CTAB搅拌10 min，将混合物密封在100 mL特氟龙衬里不锈钢高压釜中，在220 ℃下保持24 h，自然冷却至室温. 最终产品用蒸馏水和无水乙醇反复离心洗涤多次，真空干燥后得到MoS2材料. 称取0.02 g MoS2加入20 mL乙醇中，超声1 h，得到MoS2制膜液. 将制膜液真空抽滤到PVDF膜基底上即得MoS2/PVDF膜.

    TiO2-MoS2 /PVDF复合膜：由于MoS2材料不溶于水，将制备完成的MoS2在纯水中磁力搅拌2 h，以达到分散均匀状态. 加入TiOSO4继续搅拌2 h，过程中硫酸氧钛发生水解，之后将复合材料离心洗涤并烘干，放入马弗炉在300 ℃热处理2 h，取出研磨即得到TiO2-MoS2复合材料. 称取0.02 g TiO2-MoS2加入20 mL乙醇中，超声1 h，得到TiO2-MoS2制膜液. 将制膜液真空抽滤到PVDF膜基底上即得TiO2-MoS2/PVDF膜.

    1.2   分析表征

    使用德国Bruker D8 Advance X射线衍射仪（XRD）对TiO2、MoS2及TiO2-MoS2复合材料的物相结构和结晶度进行分析；使用德国ZEISS Sigma 300 扫描电子显微镜（SEM）探究材料及膜的微观形貌；使用LaB6透射电子显微镜（TEM）观察材料的微观结构；使用美国Thermo Scientific K-AlphaX射线光电子能谱（XPS）对膜表面元素及元素价态进行分析；使用美国Thermo Nicolet傅里叶红外光谱仪（FTIR）对膜分离水包油乳液前后表面化学结构进行表征，使用德国布鲁克的原子力显微镜（AFM）观察膜表面形貌及粗糙度.

    本实验采用重量分析法[40]和Guerout-Elfprd-Ferry方程[41]来分别计算膜的孔隙率及平均孔径，其计算公式如方程1和2所示.

    stringUtils.convertMath(!{formula.content}) (1)

    将剪好的膜样品浸入水中，称出其润湿状态下的质量w1 （g）；随后将其置于真空干燥箱中烘干至恒重，得到其在干燥状态下的质量w2 （g）；式中A代表膜的有效面积 （m2）；l代表膜的厚度 （m），在膜浸湿前用游标卡尺测量；dw是超纯水的密度，取1 g·cm−3.

    stringUtils.convertMath(!{formula.content}) (2)

    式中，μ指常温下水的黏度，取值0.00089 Pa·s；J表示膜的水通量（L·m−2·h−1）；l是膜的厚度 （m），经测量TiO2/PVDF，MoS2/PVDF和TiO2-MoS2/PVDF分别为0.000173 m、0.00017 m和0.000179 m；TMP指渗透过程的跨膜压差，取值0.1 MPa.

    膜通量计算：采用公式（3）计算：

    stringUtils.convertMath(!{formula.content}) (3)

    式中，V为渗透体积（L）；A为膜的有效面积（m2），有效直径为36 mm；Δt为过滤时间（h）；ΔP为跨膜压差（Pa）. 油水分离实验操作压力为0.08 MPa.

    不相溶油水分离：采用真空抽滤装置进行. 用油红对石油醚进行染色，用硫酸铜对水进行染色，将它们1:1混合形成石油醚/水混合物. 并称取过滤前后纯水的质量以计算油水分离效率. 截留效率采用公式（4）计算：

    stringUtils.convertMath(!{formula.content}) (4)

    式中，m1表示分离前纯水质量（g）；m2表示分离后纯水质量（g）.

    水包油乳液分离：采用真空抽滤装置进行，取1 mL石油醚（1,2-二氯乙烷），1 g吐温80乳化剂加入120 mL纯水中，超声2 h，获得均匀的水包油乳液，能稳定存在3h以上.

    2.   结果与讨论 （Results and discussion）

    2.1   TiO2，MoS2及TiO2-MoS2材料的表征

    图1所示为TiO2、MoS2及TiO2-MoS2材料的X射线衍射图谱. 可以看出，纯TiO2 粉末在2θ为25.28°、37.80°、48.05°、53.89°、62.69°和75.03°处出现衍射峰，分别对应于锐钛矿TiO2 （JCPDS CARD No.21-1272） 的 （101）、（004）、（200）、（105）、（204）、（215） 晶面. 纯MoS2粉末在2θ为15.28°、32.68°、33.51°、35.87°、39.54°、44.15°、55.98°和58.33°处出现衍射峰，分别对应于2H-MoS2 （JCPDS CARD No.37-1492） 的 （002）、（100）、（101）、（102）、（103）、（006）、（106） 和 （110） 晶面. 其中，（100）、（101）、（102）、（103）、（006）几处的峰出现了并峰且峰变宽的现象，这是晶面结构缺陷产生的. 在标准卡片中MoS2的（002）晶面对应的峰位置应为14.38°，明显看出，所制备的纯MoS2于（002）晶面的峰位置向大角度发生偏移，这是由于样品的择优取向，同时峰强度变弱，是由于晶格缩小[42]. 对于TiO2-MoS2复合材料，（100）和（103）处的峰变窄且强度变强，说明与TiO2材料复合之后晶体结晶度变好. 多层MoS2纳米花聚集在TiO2纳米棒上（图2（c）、（d））. 在12.69°出现了2H-MoS2 （JCPDS CARD No.37-1492） 的（101）晶面衍射峰，左移1.69°，晶格常数变大，掺入TiO2导致. TiO2的各衍射峰也受到MoS2的复合的影响而被弱化.

    图 1  TiO2，MoS2及TiO2-MoS2材料的X射线衍射图谱
    Figure 1.  X-ray diffraction spectra of TiO2, MoS2 and TiO2-MoS2 materials
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    图2所示为TiO2、MoS2及TiO2-MoS2材料的表面形貌表征图. 图2（a）、（d）可以看出，所制备的TiO2由不同长短的棒状结构紧密堆积而成. 图2b显示水热法制备的疏水MoS2由不规则大小的球形花状纳米颗粒聚集在一起形成. 颗粒大小在几百纳米到几微米不等，且形成的花球很容易聚集到一起，独立的二硫化钼纳米片几乎没有观察到. 使用TEM进一步表征了合成的MoS2纳米花的形态. 如图2（e）所示，经超声弥散处理后，本来密切堆积的二硫化钼纳米花球发生分散，在边缘处能清楚地看到多层MoS2纳米薄片组成的波纹，呈卷曲状. 这种具有波纹和波纹表面的球形结构是由于表面活性剂CTAB的协同作用，CTAB通过成核和聚集-自组装生长过程促进了分层微纳米结构的形成[43-45]. 这种结构可以促使二硫化钼的比表面积增加，在本研究中，MoS2具有层次微/纳米织构结构的特殊形态是表面润湿性的关键. 图2（c）、（f）可以看出，MoS2纳米花附着在TiO2纳米棒的表面上，MoS2和TiO2之间存在紧密的界面，复合材料边缘褶皱明显. 样品的EDX元素映射如图2（g）—（h）所示. Mo、S、Ti和O元素在所选区域内分布明显.

    图 2  （a） TiO2，（b） MoS2及 （c） TiO2-MoS2材料的SEM图像， （d） TiO2，（e） MoS2及（f） TiO2-MoS2材料的TEM图像，（g）—（j）基本元素分布图
    Figure 2.  SEM images of （a） TiO2, （b） MoS2 and （c） TiO2-MoS2 materials, TEM images of （d） TiO2, （e） MoS2 and （f） TiO2-MoS2 materials, and （g）—（j） distribution of basic elements
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    2.2   TiO2/PVDF膜，MoS2/PVDF膜和TiO2-MoS2/PVDF膜的表征

    通过X射线光电子能谱 （XPS） 进一步对材料的元素性质进行测试分析，从而确定材料的化学成分以及表面化学态. 图3（a） 为3种膜的XPS全谱图，MoS2/PVDF膜在229.2 eV和162.2 eV处出现了特征峰，分别对应于Mo 3d和S 2p. TiO2/PVDF膜在485.9 eV和530.4 eV处存在特征峰，对应于Ti 2p和O 1s. TiO2-MoS2/PVDF复合膜，在相应的峰位置分别对应Mo，S，Ti和O在内的所有元素，这与EDS结果相符合.

    图 3  TiO2/PVDF，MoS2/PVDF和TiO2-MoS2/PVDF膜的XPS图谱
    Figure 3.  XPS spectra of TiO2/PVDF, MoS2/PVDF and TiO2-MoS2/PVDF membranes
    （a） 三种膜的全谱图；（b） MoS2/PVDF和TiO2-MoS2/PVDF膜的Mo 3d谱图；（c） MoS2/PVDF和TiO2-MoS2/PVDF膜的S 2p谱图；（d） TiO2/PVDF和TiO2-MoS2/PVDF膜的Ti 2p谱图；（e） TiO2/PVDF和TiO2-MoS2/PVDF膜的S 2p谱图
    （a） Full spectra of the three membranes; （b） Mo 3d spectra of MoS2/PVDF and TiO2-MoS2/PVDF membrane; （c） S 2p spectra of MoS2/PVDF and TiO2-MoS2/PVDF membraen; （d） Ti 2p spectra of TiO2/PVDF and TiO2-MoS2/PVDF membrane; （e） S 2p spectra of TiO2/PVDF and TiO2-MoS2/PVDF membrane
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    为了进一步确定Mo、S、Ti、O这4种元素的化学态，图3（b）—（e） 分别对一系列样品的Mo 3d、S 2p、Ti 2p和O1s进行了精细谱测试分析. 在图3（b） 所示的Mo 3d 精细谱中，对于MoS2/PVDF，其Mo 3d精细谱出现两个双峰，在228.7 eV和232.0 eV处的特征峰分别对应于Mo4+ 3d5/2和Mo4+ 3d3/2，在229.5 eV以及231.9 eV处的特征峰对应于Mo5+ 3d5/2和Mo5+ 3d3/2，而226.2 eV处的峰是由S 2s产生的[46]. TiO2-MoS2/PVDF复合膜出现3个双峰，在229.2 eV和232.7 eV处的峰对应于Mo4+ 3d5/2 和Mo4+ 3d3/2 ，在232.4 eV和235.6 eV处的双峰对应于Mo5+ 3d5/2 和Mo5+ 3d3/2 ，在232.8 eV和235.9 eV处的特征峰对应于Mo6+ 3d5/2和Mo6+ 3d3/2. 根据资料显示，Mo5+ 的存在是伴随着S22- 物种的存在[47]. 相应的，图3（b） 显示了TiO2-MoS2/PVDF样品的S 2p光谱，其中162.2 eV和163.8 eV的特征峰分别对应于S2- 2p 3/2和S2- 2p1/2，而162.1 eV和163.2 eV处的特征峰分别属于S22- 2p 3/2和S22- 2p1/2 . 同样的，在MoS2 /PVDF样品的Mo 3d精细谱中存在的Mo5+ 与其S 2p精细谱中S22- 相对应，结合之前的研究结果， Mo5+ 和S22-都可能是源自少层MoS2的边缘缺陷位点，异质结的构建不仅增加了有活性的缺陷结构数量，也改变了Mo和S局部电子的分布[48]. 从Mo元素的化合价来看，在复合TiO2材料后，Mo4+ 3d5/2和Mo4+ 3d3/2 的峰位置分别向高结合能方向移动了0.7 eV和0.5 eV，Mo5+ 3d5/2和Mo5+ 3d3/2 的峰位置分别向高结合能方向移动了3.7 eV和2.9 eV. 从S元素的化合价来看，各特征峰位置也发生一定程度的偏移，二氧化钛和二硫化钼异质结的形成，也会对复合材料的光催化性能产生影响[49]. 同时，复合材料的Mo4+ 峰强度有所降低，Mo6+ 峰出现且有一定强度，这表面在合成TiO2-MoS2材料过程中Mo被氧化或受到含氧官能团的影响. 结合能的变化意味着MoS2与TiO2之间的电子相互作用. TiO2-MoS2/PVDF样品在464.6 eV和458.9 eV处出现的特征峰为Ti4+ 2p 1/2和 Ti4+ 2p 3/2 ，相较于纯的TiO2而言便宜到更高的结合能，表明电子从Ti物种迁移到Mo和S. TiO2-MoS2/PVDF样品的O 1s光谱中，531.1 eV对应着Ti-O键，530.4 eV对应吸附水MoS2/TiO2复合材料的O 1s光谱.

    如图4为PVDF膜，TiO2/PVDF膜 ，MoS2/PVDF膜 和TiO2-MoS2/PVDF膜的FTIR图谱. 原始的PVDF基底膜在616 cm−1和762 cm−1处的吸收带归因于PVDF结晶结构中的α相晶型，874 cm−1处的特征峰属于β相晶型，1070 cm−1、1180 cm−1和1400 cm−1处的吸收峰分别对应PVDF的C—C、C—F的伸缩振动和C—H的变形振动[50]. 对比另外3种复合膜，PVDF基底膜的特征峰几乎消失，说明材料的成功负载. 对于MoS2/PVDF膜，图4（b）中689 cm−1处对应于Mo—O键[51]，900—1100 cm−1处的宽峰带对应于CTAB改性后MoS2的C—H振动峰[52]，1120 cm−1处对应于S=O键[51]. TiO2/PVDF膜在525—700 cm−1处存在的宽带可归因于Ti—O—Ti 伸缩振动模式[53]，并且1140 cm−1处出现SO42-的特征峰. 同样的，在TiO2-MoS2/PVDF上也能观察到这两处的峰，而MoS2/PVDF膜的特征峰几乎没有. 由于膜表面的亲疏水性主要取决于膜表面材料的化学特性，不妨推测，TiO2-MoS2/PVDF复合膜的的亲疏水性与TiO2/PVDF膜相似.

    图 4  （a）PVDF膜，TiO2/PVDF膜，MoS2/PVDF膜和TiO2-MoS2/PVDF膜的FTIR图谱，（b） MoS2/PVDF放大FTIR图谱
    Figure 4.  （a） FTIR spectra of PVDF membrane, TiO2/PVDF membrane, MoS2/PVDF membrane and TiO2-MoS2/PVDF membrane, and （b） FTIR spectra amplified by MoS2/PVDF
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    为了解基底及负载不同材料后的膜表面形貌的变化，采用FESEM分别对PVDF，TiO2/PVDF ，MoS2/PVDF 和TiO2-MoS2/PVDF进行表征，结果如图5所示. 由图5（a1）—（a3）可以看到，原始PVDF基底膜表面光滑，具有多孔结构. 在负载TiO2材料后（图5（b1）—（b3）），表面出现不规则长短的棒状结构，与图2（a）相比，团聚现象明显减轻，这是纯二氧化钛制膜液超声所致，但是由于尺寸呈棒状，TiO2材料并未下渗到膜基底的孔隙中. 当仅负载MoS2纳米材料时（图5（c1）—（c3）），膜表面布满了不同尺寸的MoS2纳米花，与图2（b）中MoS2结构相比，经过超声处理后的MoS2/PVDF膜也出现同样的团聚减轻现象，并且从截面图中可以看出，部分尺寸较小的纳米花下渗到膜基底的孔隙中，负载效果更好.

    图 5  （a1）—（a3） PVDF膜的表面、横截面及放大后横截面SEM图；（b1）—（b3） TiO2/PVDF膜的表面、横截面及放大后横截面SEM图；（c1）—（c3） MoS2/PVDF膜的表面、横截面及放大后横截面SEM图；（d1）—（d3） TiO2-MoS2/PVDF膜的表面、横截面及放大后横截面SEM图；（e）—（h） TiO2-MoS2/PVDF膜中 Ti、O、Mo、S的EDS mapping图
    Figure 5.  （a1）—（a3） SEM images of PVDF membrane surface, cross section and enlarged cross section; （b1）—（b3） SEM images of TiO2/PVDF membrane surface, cross section and cross section after amplification; （c1）—（c3） SEM images of surface, cross section and enlarged cross section of MoS2/PVDF membrane; （d1）—（d3） SEM images of surface, cross section and enlarged cross section of TiO2-MoS2/PVDF membrane; （e）—（h） EDS mapping of Ti, O, Mo and S in TiO2-MoS2/PVDF membrane
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    当负载TiO2-MoS2复合材料时，膜表面的MoS2纳米花与棒状TiO2相互交错，负载层与基底结合紧密.

    通过原子力显微镜（AFM）观察膜的3D形貌及表面平均粗糙度Ra大小. 如图6所示，图中颜色由深到浅表示膜表面由“凹陷”到 “凸起”. 通过真空抽滤将不同的制膜液抽滤到基底膜上，负载材料结构大小不同，会导致不同的粗糙度. 可以看出，PVDF基底膜由于表面平滑（图6（a2）），测得的粗糙度最低，其Ra值为41 nm. 负载材料后，其表面疏散多孔结构被覆盖，与SEM结果一致. TiO2/PVDF膜的粗糙度（Ra=37 nm）低于MoS2/PVDF膜的粗糙度（Ra=225 nm），这也能从图6（b3）、（c3）截面图中看出，这是因为制膜液经过超声处理后，团聚现象减弱，纳米材料分散均匀，并且二硫化钼纳米花球表面存在明显褶皱，而短棒状二氧化钛表面相对光滑. TiO2-MoS2/PVDF复合膜的粗糙度明显增加（Ra=317 nm）是因为TiO2-MoS2制膜液经超声抽滤到膜上后，材料分散更加均匀，膜表面凹凸性更明显. 根据Cassie-Baxter’s理论[54]，提高表面粗糙度会增加表面作用面积，过滤中的有效面积也得到提高. 提高膜表面粗糙度可以提高膜的亲水性和水下疏油性. 在亲水膜表面，会使水分子与膜表面亲水分子结合形成水化层，防止油渗透通过膜.

    图 6  不同膜的3D AFM图像
    Figure 6.  3D AFM images of different membranes
    （a） PVDF膜、（b） TiO2/PVDF膜、（c） MoS2/PVDF膜和 （d） TiO2-MoS2/PVDF膜
    （a） PVDF membrane, （b） TiO2/PVDF membrane, （c） MoS2/PVDF membrane, and （d） TiO2-MoS2/PVDF membrane
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    由表1 孔隙率和平均孔径分布可以看出，TiO2-MoS2/PVDF膜孔隙率最小，孔隙率是指多孔膜中孔隙的体积占膜表观体积的百分数，结合SEM图所示，推测是因为短棒状二氧化钛与花球状二硫化钼连接处十分紧密，孔隙结构减少，而MoS2/PVDF膜由于二硫化钼的花球状结构，球与球之间孔隙多，所以它的孔隙率最高. 有趣的是，平均孔径的分布却恰恰相反，TiO2-MoS2/PVDF膜平均孔径最大，这可能与AFM图像中TiO2-MoS2/PVDF膜的表面粗糙度最大有关. 推测由于膜表面起伏程度较大，凸起和凹陷处形成一个个大的“孔”，从而增大了平均孔径. 平均孔径最小的是MoS2/PVDF膜，小的孔径易引起较大的水流阻力和较低的膜通量.

    表 1  膜的孔隙率及平均孔径
    Table 1.  The porosity and average pore size of the membrane
    膜样 Types of membranes 孔隙率/% Porosity 平均孔径/μm Mean aperture
    TiO2/PVDF 膜 10.4（±1.2） 0.2989（±0.0010）
    MoS2/PVDF 膜 11.5（±1.8） 0.1486（±0.0009）
    TiO2-MoS2/PVDF 膜 3.7（±0.5） 0.3942（±0.0001）
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    2.3   TiO2/PVDF膜，MoS2/PVDF膜和TiO2-MoS2/PVDF膜的润湿性分析

    油水分离膜对水和油的亲疏性是影响油水分离效率和水通量的重要因素，本研究分别对TiO2/PVDF，MoS2/PVDF及TiO2-MoS2/PVDF膜的水接触角 （water contact angle ,WCA）、油接触角（oil contact angle ,OCA） 及水下油接触角（under water oil contact angle ,UWCA）进行探究，如图7所示. TiO2/PVDF膜在空气中具有两亲性，即亲水性和亲油性，在水下呈疏油性；MoS2/PVDF膜由于制备的二硫化钼经过CTAB疏水改性，所以其在空气中具有疏水性，亲油性及水下亲油性，这与Wan等[43]的研究结果一致；将TiO2和MoS2复合之后，所制备的TiO2-MoS2/PVDF膜在空气中呈两亲性，水下与TiO2/PVDF膜保持一致呈疏油性，而MoS2/PVDF膜在空气中的疏水性并没有在复合膜中表现出来. 说明二氧化钛在复合膜的润湿性上起主导作用. 复合膜水下油接触角略大于TiO2/PVDF膜的水下油接触角，这归因于复合膜表面粗糙度比TiO2/PVDF膜大. 亲水性官能团有助于在膜表面形成稳定的水化层，同时TiO2-MoS2/PVDF膜具有较高的表面粗糙度，进一步增强了复合膜的亲水性，一定程度上阻碍了油滴和膜表面的接触，减轻膜孔被油滴堵塞. 从图8可以看出，即使油滴在水下被挤压或重复与TiO2-MoS2/PVDF膜接触后，油滴也能很好的从膜表面分离，说明膜表面具有较低的黏附性.

    图 7  （a） TiO2/PVDF膜、（b） MoS2/PVDF膜及（c） TiO2-MoS2/PVDF膜的水接触角 （WCA）、油接触角 （OCA） 以及水下油接触角 （UWCA）图像
    Figure 7.  Water contact angle （WCA）, oil contact angle （OCA）, and underwater oil contact angle （UWCA） images of （a） TiO2/PVDF membrane, （b） MoS2/PVDF membrane, and （c） TiO2-MoS2/PVDF membrane
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    图 8  （a） 3种膜的水下油滴照片（油滴为1,2-二氯乙烷被油红O染色）及（b） TiO2-MoS2/PVDF膜的水下油滴动态黏附过程
    Figure 8.  （a） Photographs of underwater oil droplets of three membranes （red oil droplets are 1,2-dichloroethane stained with oil red O） and （b） Dynamic adhesion process of underwater oil droplets of TiO2-MoS2/PVDF membrane
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    2.4   TiO2/PVDF膜，MoS2/PVDF膜和TiO2-MoS2/PVDF膜分离不相容油水

    使用真空抽滤装置对3种膜油水分离效果进行探究，实验前后照片如图9（a）所示. 数据结果如图9（b） 所示. 可以看出，所制备的3种膜都具有很好的过水阻油性能，这与它们的表面接触角测量结果相呼应. 相比较于MoS2/PVDF膜仅约872 L·m−2·h−1的分离通量，TiO2材料的加入使TiO2-MoS2/PVDF复合膜的分离通量提高到1392 L·m−2·h−1. 截留效率按从高到低排列分别是TiO2-MoS2/PVDF复合膜（97.4%），MoS2/PVDF膜（96.6%）及TiO2/PVDF膜（95.7%），虽然图9（b）中TiO2/PVDF膜分离通量较高，但是TiO2-MoS2/PVDF复合膜的截留效率最高. 综合以上分析，TiO2-MoS2/PVDF复合膜对不相容油水分离性能最好.

    图 9  （a） TiO2/PVDF，MoS2/PVDF及TiO2-MoS2/PVDF膜分离不相容油水前后照片（右侧：硫酸铜染色的超纯水，左侧：油红染色的石油醚）；（b） TiO2/PVDF，MoS2/PVDF及TiO2-MoS2/PVDF膜对不相容油水的截留效率及截留通量
    Figure 9.  （a） Before and after TiO2/PVDF, MoS2/PVDF and TiO2-MoS2/PVDF membranes separation of incompatible oil and water （blue: ultra-pure water stained with copper sulfate, red: petroleum ether stained with oil red O）; （b） Interception efficiency and flux of TiO2/PVDF, MoS2/PVDF and TiO2-MoS2/PVDF membranes on incompatible oil and water
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    2.5   TiO2/PVDF膜，MoS2/PVDF膜和TiO2-MoS2/PVDF膜分离水包油乳液

    为了解3种膜对水包油乳液的分离性能，分别选择石油醚（轻油，密度为0.66 g·cm−3）、1,2-二氯乙烷（重油，密度为1.26 g·cm−3）以及乳化剂吐温80制备水包轻油乳液和水包重油乳液进行探究. 图10（a）—（c）为TiO2/PVDF膜，MoS2/PVDF膜及TiO2-MoS2/PVDF膜对水包石油醚乳液的分离实验结果. 图10（d）—（f）为TiO2/PVDF膜，MoS2/PVDF膜及TiO2-MoS2/PVDF膜对水包1,2-二氯乙烷乳液的分离实验结果. 可以看出经过3种膜分离之后水包油乳浊液肉眼可见的变清晰，但是粒度分布情况有所区别.

    图 10  （a） TiO2/PVDF，（b） MoS2/PVDF及（c） TiO2-MoS2/PVDF膜分离水包轻油（石油醚）乳液前后的粒径分布图；（d） TiO2/PVDF，（e） MoS2/PVDF及（f） TiO2-MoS2/PVDF膜分离水包重油（1,2-二氯乙烷）乳液前后的粒径分布图
    Figure 10.  Particle size distributions of （a） TiO2/PVDF, （b） MoS2/PVDF and （c） TiO2-MoS2/PVDF films before and after separation of light oil-in-water （petroleum ether） emulsion; Particle size distribution of （d） TiO2/PVDF, （e） MoS2/PVDF and （f） TiO2-MoS2/PVDF films before and after separation of heavy oil-in-water （1, 2-dichloroethane） emulsion
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    根据DLS测试结果，按照平均粒径分布计算出截留效率，如图11所示. 图11可以看出，对于水包石油醚乳液，具有亲水性/水下疏油特性的TiO2/PVDF膜（63%）和TiO2-MoS2/PVDF膜（92%）分离效率要高于疏水性/水下亲油性的MoS2/PVDF膜（49%）；这是由于水包轻油乳液在分离过程中，在疏水膜表面存在水层，阻碍了油相与膜接触，从而影响了分离效率. 但是作为同种润湿性的膜，MoS2材料的复合使TiO2-MoS2/PVDF膜对水包石油醚乳液的分离效果大大高于TiO2/PVDF膜，这得益于MoS2材料加入改变了膜表面的孔隙结构. 同样的，对于水包1,2-二氯乙烷乳液，具有疏水性/水下亲油性的MoS2/PVDF膜（68%）分离效率高于TiO2/PVDF膜（38%），有趣的是，具有相反润湿性的TiO2-MoS2/PVDF膜（72%）截留效率要略高于MoS2/PVDF膜，推测一方面得益于复合膜表面的孔结构提高了分离性能，另一方面因为纳米花球状MoS2与TiO2复合之后，在超声作用下，纳米花球状MoS2边缘褶皱散开，MoS2片状结构更加明显，在边缘处产生多层MoS2纳米薄片组成的波纹，使二硫化钼的比表面积增加（图2（e—f）），在分离水包油乳液的同时吸附性能也增加了. 实验发现，在水包油乳液制备方法相同的情况下，同一种膜对水包石油醚乳液的截留效率比对水包1,2-二氯乙烷乳液的截留效率高，这是因为油相密度不同. 石油醚的密度为0.66 g·cm−3 ，1,2-二氯乙烷密度为1.26 g·cm−3，对应的水包1,2-二氯乙烷乳液液滴的密度大于水包石油醚乳液液滴密度，更容易下沉到膜表面，造成膜孔堵塞，导致截留效率下降，这与Wang等[55]研究结果一致. 但是实验所制备的TiO2-MoS2/PVDF膜相比于仅负载MoS2或TiO2的膜对任一种水包油乳液的分离效率都要高，进一步说明了TiO2-MoS2/PVDF复合膜具有很好的油水分离性能.

    图 11  TiO2/PVDF，MoS2/PVDF及TiO2-MoS2/PVDF膜对水包轻油（石油醚）乳液和水包重油（1,2-二氯乙烷）乳液分离效率图
    Figure 11.  Separation efficiency of TiO2/PVDF, MoS2/PVDF and TiO2-MoS2/PVDF films for water-contained light oil （petroleum ether） emulsion and water-contained heavy oil （1, 2-dichloroethane） emulsion
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    为了进一步了解分离水包油乳液之后膜表面的变化，对分离后的膜进行了FTIR测试，结果如图12所示.

    图 12  （a） TiO2/PVDF，（b） MoS2/PVDF及（c） TiO2-MoS2/PVDF膜分离水包石油醚（PE）乳液、水包1,2-二氯乙烷（DCE）乳液前后FTIR图谱
    Figure 12.  FTIR spectra before and after separation of aqueous petroleum ether（PE） emulsion and aqueous 1, 2-dichloroethane（DCE） emulsion by （a） TiO2/PVDF, （b） MoS2/PVDF and （c） TiO2-MoS2/PVDF membranes
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    图12可以看出，在截留水包油乳液之后，位于900—1160 cm−1处的峰加强，说明C—H振动加强[52]，膜表面残留油滴引起. 在1630 cm−1和3000—3460 cm−1处产生了新的峰，这分别归因于吸附水分子的拉伸振动和O—H拉伸振动[56]. 并且，峰的强度与截留效果也比较类似，TiO2/PVDF膜对水包油乳液截留效率最低，峰强度变化最弱（图12（a））. MoS2/PVDF膜对水包1,2-二氯乙烷乳液的截留效率高于水包石油醚乳液，图12（b）红色曲线存在的峰强度高于蓝色曲线. 在图12（c）中，在分离水包油乳液之后，TiO2-MoS2/PVDF膜位于1160 cm−1附近的峰C—H振动加强，并且这与分离效率相关，对水包石油醚乳液分离效率高于水包1,2-二氯乙烷乳液，其C—H振动就更强. 以上结果说明，所制备的亲水性/亲油性/水下疏油性TiO2-MoS2/PVDF膜对水包轻油乳液和水包重油乳液有较出色的分离效果，在油水分离领域具有很大的应用前景.

    3.   结论 （Conclusion）

    综上所述，通过真空抽滤分别制备出TiO2/PVDF膜，MoS2/PVDF膜，及 TiO2-MoS2/PVDF复合膜. TiO2-MoS2/PVDF复合膜具有超亲水/超亲油/水下超疏油性质，无需预润湿即可实现油水混合物的分离. 与TiO2/PVDF膜、MoS2/PVDF膜相比，TiO2-MoS2/PVDF复合膜对油水不相溶混合物、水包轻油（石油醚）乳液和水包重油（1,2-二氯乙烷）乳液都具有较高的分离效率. 通过膜表面接触角及过滤后膜表面红外光谱分析，这归因于膜表面润湿性的改变、MoS2材料本身存在的吸附性能及结构特征. 该复合膜分离性能的提升克服了传统油水分离过程中分离水包轻/重质油乳液对膜表面润湿性的选择性问题，这可能会启发新的油水分离材料的制造.

  • 图 1  旋流扩散混合器与传统混合器模型图对比

    Figure 1.  Comparison of cyclone diffusion mixer and traditional mixer model

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    图 2  扰流柱结构示意图

    Figure 2.  Structure schematic of turbulence column

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    图 3  计算域及网格划分

    Figure 3.  Calculation domain and grid division

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    图 4  120°和60°交叉板倾角下压力分布

    Figure 4.  Pressure distributions at the angels of 120° and 60° for the cross plates

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    图 5  旋流扩散静态混合器与SK型混合器模拟结果

    Figure 5.  Simulation results of swirl diffusion static mixer and SK mixer

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    图 6  SK型和新型静态混合器浓度分布

    Figure 6.  Concentration distributions of SK type and new type static mixers

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    表 1  正交实验结果

    Table 1.  Results of orthogonal experiment

    序号(A)相邻蘑菇头间距/mm(B)相邻蘑菇头交错角/(°)(C)十字交叉板夹角/(°)不均匀系数压力损失系数/%
    1250600.05722.74
    2257.5900.09810.33
    325151200.1264.90
    4300900.10910.36
    5307.51200.1095.01
    63015600.06722.05
    74001200.0744.96
    8407.5600.02422.47
    94015900.09010.38
    序号(A)相邻蘑菇头间距/mm(B)相邻蘑菇头交错角/(°)(C)十字交叉板夹角/(°)不均匀系数压力损失系数/%
    1250600.05722.74
    2257.5900.09810.33
    325151200.1264.90
    4300900.10910.36
    5307.51200.1095.01
    63015600.06722.05
    74001200.0744.96
    8407.5600.02422.47
    94015900.09010.38
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    表 2  正交实验结果极差分析

    Table 2.  Range analysis of orthogonal experiment results

    因素不均匀系数压力损失系数
    k1k2k3Rk1k2k3R
    A0.0940.0950.0630.03212.65712.47312.6030.184
    B0.0800.0770.08940.01712.68712.60312.4430.244
    C0.0490.0990.1030.05422.42010.3574.95717.463
    　　注：不均匀系数的实验结果顺序为C>A>B；压力损失系数的实验结果顺序为C>B>A。
    因素不均匀系数压力损失系数
    k1k2k3Rk1k2k3R
    A0.0940.0950.0630.03212.65712.47312.6030.184
    B0.0800.0770.08940.01712.68712.60312.4430.244
    C0.0490.0990.1030.05422.42010.3574.95717.463
    　　注：不均匀系数的实验结果顺序为C>A>B；压力损失系数的实验结果顺序为C>B>A。
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    表 3  Topsis多指标模型评价结果

    Table 3.  Evaluation results of Topsis multi-index model

    序号不均匀系数压力损失系数Di+Di−Topsis评价指数Ci
    10.7860.4790.3460.1450.296
    20.6340.7630.1850.2430.568
    30.5270.8880.2140.3390.613
    40.5900.7630.2070.2380.535
    50.5920.8850.1780.3390.656
    60.7490.4950.3380.1250.270
    70.7240.8860.1030.3550.775
    80.9090.4850.3340.2140.391
    90.6620.7620.1730.2470.587
    序号不均匀系数压力损失系数Di+Di−Topsis评价指数Ci
    10.7860.4790.3460.1450.296
    20.6340.7630.1850.2430.568
    30.5270.8880.2140.3390.613
    40.5900.7630.2070.2380.535
    50.5920.8850.1780.3390.656
    60.7490.4950.3380.1250.270
    70.7240.8860.1030.3550.775
    80.9090.4850.3340.2140.391
    90.6620.7620.1730.2470.587
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图( 6) 表( 3)
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-12-10
  • 录用日期:  2020-05-10
  • 刊出日期:  2020-11-10
胡珊, 毛澍洲, 邱光宇, 许小红, 张波. 应用于臭氧消毒系统的新型静态混合器结构设计[J]. 环境工程学报, 2020, 14(11): 3201-3207. doi: 10.12030/j.cjee.201912068
引用本文: 胡珊, 毛澍洲, 邱光宇, 许小红, 张波. 应用于臭氧消毒系统的新型静态混合器结构设计[J]. 环境工程学报, 2020, 14(11): 3201-3207. doi: 10.12030/j.cjee.201912068
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HU Shan, MAO Shuzhou, QIU Guangyu, XU Xiaohong, ZHANG Bo. Structural design of new static mixer for ozone disinfection system[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2020, 14(11): 3201-3207. doi: 10.12030/j.cjee.201912068
Citation: HU Shan, MAO Shuzhou, QIU Guangyu, XU Xiaohong, ZHANG Bo. Structural design of new static mixer for ozone disinfection system[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2020, 14(11): 3201-3207. doi: 10.12030/j.cjee.201912068
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应用于臭氧消毒系统的新型静态混合器结构设计

    通讯作者: 张波(1975—)，男，博士，副教授。研究方向：水处理技术及环保工艺设备开发。E-mail：zhangbo@ujs.edu.cn
    作者简介: 胡珊(1996—)，女，硕士研究生。研究方向：水处理技术。E-mail：1069828090@qq.com
  • 1. 江苏大学环境与安全工程学院，镇江 212013
  • 2. 江苏恒泰泳池科技股份有限公司，常州 213179
  • 3. 江苏大学常州工程研究院，常州 213164
  • 收稿日期:  2019-12-10
  • 录用日期:  2020-05-10
  • 网络出版日期:  2020-11-11
基金项目:
江苏省研究生科研与实践创新计划项目(SJCX19_0567)；常州市科技支撑项目(CE20185005)

摘要: 臭氧水消毒过程中，液液混合均匀性是关键。为提高臭氧水消毒过程的混合均匀性，优化设计了一种旋流扩散静态混合器。通过数值模拟得到旋流扩散静态混合器中臭氧水浓度及压力分布，以旋流扩散静态混合器前后的不均匀系数及压损系数作为评价指标，探究混合元件间距、夹角等因素对臭氧水混合均匀性及压力损失的影响，从而优化混合器结构设计，并与传统SK 型混合器进行比较。模拟结果表明：最优结构布局参数为相邻蘑菇头间距40 mm，交错角0°，十字交叉板夹角120°。在此情况下，不均匀系数由1.92降至0.074，压力损失系数为4.96%。新型混合器相比传统混合器具有更好的混合效果，且十字交叉板夹角大小对不均匀系数、压力损失的影响较大。

English Abstract

    全文HTML

  • 臭氧消毒技术具有氧化性强、杀菌效率高、安全无卤代副产物的优势，可克服氯系消毒剂易产生余氯气味及三卤甲烷、卤乙酸等致癌副产物的缺点[1-2]。在管道分质供水系统、游泳池分流量臭氧消毒系统中，射流器或气液混合泵将臭氧溶解于旁路管道水中(循环水量的15%~25%)，臭氧水进入主管道经静态混合器与未经臭氧处理的水混合，臭氧与水充分接触发挥消毒作用[3]。因此，流体混合的均匀程度对消毒效率提升起着重要作用。静态混合器与其他设备相比，具有流程简单、体积小、投资少、操作方便等优点[4-5]，被广泛应用于石油、化工、环保过程不同流体的连续分散混合[6-8]。

    国内外学者通过数值模拟方法对静态混合器的结构设计及流动特性进行了大量研究。刘佳薇[9]采用数值模拟优化设计光生物反应器中静态混合器的叶片结构，在不大幅提升系统功耗的前提下，改善了藻液混合效果。陶雪峰[10]研究了絮凝系统中SK型静态混合器的混合过程，对内部流场进行数值模拟，并与实验结果进行了对比分析。HIRSCHBERG等[11]研究发现在SMX元件之间增加适当间隙，可明显降低混合压降。HOSSEINI等[12]设计了低压降静态混合器，其摩擦系数小于现有SMV、KMX和挡板式静态混合器。然而，现有静态混合器仍存在以下缺点：混合单元结构复杂，流体通过时受到的剪切机械力大、能耗大[13]；标准化的静态混合器内部元件规格确定，不易根据实际工况调整组合，混合均匀度有限。因此，新型静态混合器具有良好的设计开发及应用价值。

    针对现有静态混合器结构上的缺陷，本课题组设计了一种旋流扩散静态混合器。为优化其结构布局，运用3因素3水平正交实验，考察相邻蘑菇头间距、相邻蘑菇头交错角、交叉板夹角对不同液体混合效果及压力损失的综合影响。采用三维数值仿真研究混合元件前后的流场特性，优化结构参数，得到最优布局，并将其与传统SK型混合器作对比，以期为旋流扩散静态混合器设计提供参考。

1.   旋流扩散静态混合器设计

    1.1.   静态混合器模型

  • 旋流扩散静态混合器的工作原理与传统混合器类似。不同的是，静态混合器只保留了交叉板与中心导流柱，板后区域通过增设蘑菇头状扰流柱对流动进行干扰，以提高液液混合效果。如图1所示，混合器前段的交叉板将流体分割，从两侧流入，达到分流目的。次流液体沿中心轴线进入流域，在导流柱前缘处被分散经过交叉板，加强与主流的混合作用。相比于传统混合器，旋流扩散静态混合器具有结构紧凑、混合效率高等优点。

    • 1.2.   扰流柱设计

  • 静态混合器内部多采用交叉板或扭曲叶片的形式。流体沿着扭曲叶片绕管中心轴线旋转前进，存在中心与周边流体掺混均匀度不高的情况，且流体易在壁面处形成附面层。

    旋流扩散静态混合器后段为数个蘑菇头元件均匀交错排列在管道内壁上。图2为一组混合元件，随着流速增大，混合器内部会产生激烈的湍流和剪切力，蘑菇头扰流柱打破了流体在壁面处形成的附面层。这种结构设计促进了流体被分散切割、反向旋转、径向混合的效果。

2.   旋流扩散静态混合器数值模拟

    2.1.   控制方程与湍流模型

  • 本研究的重点为混合器内部流体掺混的稳态流动，故控制方程中不考虑非稳态项。数值计算中使用的控制方程是湍流状态下时均形式的Navier-Stokes方程，主要包括连续方程(式(1))、动量方程(式(2))，及Reynolds应力与湍流黏度μt和平均速度梯度关联的Boussinesq表达式(式(3))。

    式中：−ρ¯u′iu′j为Reynolds应力或湍流应力。

    k-ε模型作为经典湍流模型之一，可提高计算速度及求解稳定性[14]。王泽斌等[15]在对SV型静态混合器进行模拟时，就湍流模型的选取指出，k-ε模型计算结果与实验吻合较好，是适合混合器流场仿真的湍流模型之一。因此，本研究选用标准k-ε模型进行数值模拟。该模型下湍动能及湍流耗散率的输运方程分别为式(4)和式(5)。

    式中：μt=ρCμk2ε；C1ε=1.44；C2ε=1.92；Cμ=0.09；σk=1.0；σε=1.3。

    • 2.2.   计算域及网格划分

  • 由于固壁及流固之间的换热对流动几乎没有影响，故计算只涉及流动区域。计算域及网格划分如图3所示。采用非结构网格进行划分，且对近壁面处网格进行局部加密，以保证壁面处y+在30~300范围内，以满足壁面函数处理的要求。交叉板及蘑菇头扰流柱区域为流动主要研究区域，因此，在网格划分过程中对该部分进行加密，以保证相对准确的流动计算。各模型平均网格量为2.87×106个，全局壁面网格符合y+在30~300范围内。

    • 2.3.   模型求解

  • 数值计算在ANSYS Fluent上进行，选用稳态计算方式，求解器的相关设置分4个部分。

    1)边界条件设定。主流和次流入口均采用速度入口边界条件，分别设置为1和 3.5 m·s−1；主流进口为液态水，次流进口为臭氧水；臭氧在水中溶解度低[16]，对液态水物性影响小，故臭氧水采用与液态水相同的物性参数，即密度998.2 kg·m−3、黏度0.001 Pa·s；出口采用自由出流边界(outflow)，其余壁面均设为无滑移壁面。

    2)计算模型选择。湍流模型选择Standard 模型，壁面处采用壁面函数处理方式；开启组分运输模型表征2种液体的混合，组分数为2，混合物密度计算方式为体积加权混合。

    3)收敛判断准则。迭代过程中，监视模型中截面处的面积加权平均速度和平均质量分数，当其值保持不变且连续性残差、动量残差等各残差均小于10−3 时即认为收敛。

    4)数值计算方法。选择Fluent 中的压力求解器对数值模拟中涉及的各个方程进行离散，并对代数方程进行求解，以获得数值解；计算过程中的流体压力与流体速度耦合方法选择SIMPLE 算法进行计算，动量方程求解采用二阶迎风格式以保证精度。

    液液分布混合程度采用不均匀系数ψ定量计算，其定义[17-18]如式(6)~式(8)所示。

    式中：σ为截面质量分数分布方差；¯ϕ为截面质量分数算术平方根；N为截面上的节点数；ϕi为每个节点上臭氧水相的质量分数。

    混合段的压损用压力损失系数δ表示，其定义如式(9)所示。

    式中：P0为混合段进口静压，Pa；P1为混合段出口静压，Pa。

    在仿真后处理中，分别截取混合段前后2处横截面，并计算得到截面上的不均匀系数和平均压力，进而分析混合器的混合效果及压损。

3.   结果分析及讨论

    3.1.   正交实验结果分析

  • 将相邻蘑菇头间距(A)、相邻蘑菇头交错角(B)、交叉板夹角(C)作为可变参数，采用相同的边界条件对正交实验表中9组模型开展数值模拟计算。正交实验结果如表1所示，极差分析如表2所示。

    用直观分析法对表1设计的9组正交实验结果进行分析。不均匀系数反映了混合器出口处不同因素及水平组合对水和臭氧水的混匀效果；压力损失系数反映了臭氧水经过十字交叉板、蘑菇头混合元件至混合器出口这一段的压力降低百分比。表2均值3行中k1、k2、k3的数据分别代表某一影响因素在某一水平下的系数均值。极差R越大说明该因素对该系数的影响越大。从表2极差结果可知，影响不均匀系数大小的各因素重要性顺序为十字交叉板夹角>相邻蘑菇头间距>相邻蘑菇头交错角；影响压力损失系数大小的各因素重要性顺序为十字交叉板夹角>相邻蘑菇头交错角>相邻蘑菇头间距。因此，交叉板的夹角对流动有较大影响。

    由表1中压损系数可知，第1、6、8组压损较大，对应十字交叉板夹角均为60°；而3、5、7组压损较小，对应十字交叉板夹角均为120°。如图4所示，流体通过交叉板后流速增大，压力降低。流体在通过60°交叉板时，由于板夹角较小，板面的倾斜程度较120°低，对流动产生较大阻碍，部分流体在交叉板表面滞止，造成较大压损，且根据伯努利方程(式(10))得出，流速降低会引起静压的升高，故图4(b)整体静压高于图4(a)。

    式中：Pstatic为流体静压；ρ为密度；v为流速；PTotal为流体总压；C为恒定常数。

    选用准确、客观的评价方法能为新型混合器的结构设计提供重要依据。本研究使用基于熵权的Topsis模型评价方法[19-20]，即利用熵权法确定不均匀系数及压损系数2个指标的权重，并应用Topsis模型得到评价指数，对9组正交实验结果进行综合评价。

    通过Topsis多指标评价模型对各组结果进行分析，结果如表3所示。根据结果，确定第7组为最优组，其混合效果和压损都较为合理，其结构布局参数为相邻蘑菇头间距40 mm，交错角0°，十字交叉板夹角120°。

    • 3.2.   与传统混合器对比分析

  • 图5表明各组模型计算结果之间的差异，其中第10组为传统SK型静态混合器的模拟结果。由图4可知，改进后的9组混合器，其充分发展后的不均匀系数均低于第10组，表明其自身具有很好的分散混合性能。混匀效果最好的一组相较于传统混合器其均匀程度提高了83.8%。但随着混合效果的提高，沿程压损出现一定程度的上升，增加水泵耗能。

    SK型静态混合器是使用较为广泛的一类静态混合器，由一系列相对于轴线扭转180°的螺旋板组成，不容易堵塞。与传统SK型静态混合器相比，旋流扩散静态混合器是在十字交叉切割片后，圆柱体内部一圈设置了类似于蘑菇头形状的混合单元。这种结构使液体在前进的过程中受到蘑菇头状扰流体的阻碍。由于液体流速不高，易在壁面处形成附面层，扰流柱的存在可以打破附面层，完善次流液体与主流液体的混合均匀程度。图6给出了2种混合器截面的臭氧水浓度分布，并截取了混合段前后两处横截面，分别对应图中黑色虚线位置。

    混合器(图6(a))出口横截面周边一圈浓度较中心高，是因为次流流体沿螺旋片绕流旋转，在离心力作用下中心与周边液体较难掺混。然而，由图6(b)可知，旋流扩散静态混合器出口截面浓度大小分布稳定且相同，几乎完全混合。由于液体在前进的过程中受到蘑菇头状扰流体的阻碍，水流不断地被分散、打乱、改变流向，从而获得良好的径向混合效果。

4.   结论

  • 1)旋流扩散静态混合器中交叉板夹角的角度对不均匀系数及压损的影响最为显著。夹角大，不均匀系数大，压损小；夹角小，不均匀系数小，压损大。通过Topsis建立的多指标评价模型，计算得到第7组参数最优，其结构布局为：相邻蘑菇头间距40 mm，交错角0°，交叉板夹角120°。在此情况下，不均匀系数为0.074，混合均匀程度提高96.15%，压力损失系数为4.96%。

    2)在相同且较宽的操作条件下，流体充分发展后的不均匀系数均达0.15以下，新型静态混合器的不均匀系数均低于传统SK型。这表明静态混合器自身具有较好的分布混合性能，且改进后的混合效果更好。

参考文献 (20)

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