正方形流化床結(jié)構(gòu)參數(shù)改變和內(nèi)構(gòu)件強化的數(shù)值模擬解析

陳梓晟，張濤，麥禮杰，吳錦華，胡成生，韋朝海

?

正方形流化床結(jié)構(gòu)參數(shù)改變和內(nèi)構(gòu)件強化的數(shù)值模擬解析

陳梓晟1，張濤2，麥禮杰1，吳錦華1，3，胡成生4，韋朝海1，3

（1華南理工大學(xué)環(huán)境與能源學(xué)院，廣東廣州 510006；2江西理工大學(xué)建筑與測繪工程學(xué)院，江西贛州 341000；3工業(yè)聚集區(qū)污染控制與生態(tài)修復(fù)教育部重點實驗室，廣東廣州 510006；4廣州市市政工程維修處，廣東廣州 510091）

借助數(shù)值模擬方法分析多功能結(jié)構(gòu)反應(yīng)器內(nèi)部的流體力學(xué)行為，可以減少放大實驗的批次，獲知反應(yīng)器結(jié)構(gòu)關(guān)于廢水生物處理功能區(qū)劃的描述。以土建工程便利的正方形流化床為研究對象，通過改變下降區(qū)和上升區(qū)面積比（d/r）、環(huán)隙過流區(qū)和上升區(qū)面積比（b/r）、導(dǎo)流筒與液面距離和導(dǎo)流筒高度比（t/dt）3種結(jié)構(gòu)參數(shù)，并添加十字型擋板和漏斗型導(dǎo)流板兩種內(nèi)構(gòu)件，考察各種狀態(tài)下液速（L）和氣含率（G）的流體特性響應(yīng)行為，在實現(xiàn)高效氧傳質(zhì)、節(jié)能與短程硝化反硝化方面尋找結(jié)構(gòu)優(yōu)化和操作條件優(yōu)化的空間。結(jié)果表明：d/r的改變主要影響液速的分布及其峰值，取1.25；b/r主要影響流化床底部的液速的大小和方向，取1.2為宜；t/dt主要影響導(dǎo)流筒上方液體受到的有效整流作用，取值1/8。在結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化的基礎(chǔ)上，兩種內(nèi)構(gòu)件對流化床的耦合作用能夠滿足生化流化床技術(shù)對低液速和各生化階段氣含率的需求。結(jié)果證明了采用CFD數(shù)值模擬可以實現(xiàn)廢水處理不同目標(biāo)體系下反應(yīng)器功能化開發(fā)，結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化和內(nèi)構(gòu)件置入的正方形流化床反應(yīng)器具有強化傳質(zhì)與區(qū)域功能化的特征，兩個方面的結(jié)合可以實現(xiàn)能量高效利用和降低研發(fā)成本的目標(biāo)。

氣液兩相流；流化床；結(jié)構(gòu)優(yōu)化；內(nèi)構(gòu)件；計算流體力學(xué)

流化床作為傳質(zhì)強化型的反應(yīng)器，其流體力學(xué)特性的變化通過反應(yīng)器內(nèi)部傳質(zhì)傳熱影響水處理過程的效果，目前已經(jīng)在焦化廢水[1-2]、造紙廢水[3]、養(yǎng)殖廢水[4]、制藥廢水[5]、印染廢水[6]、垃圾滲濾 液[7]等的生化、物化及高級氧化單元工藝中得到了應(yīng)用，表現(xiàn)出高效性和可推廣性。盡管如此，結(jié)構(gòu)優(yōu)化和流體力學(xué)特性的改善仍然是流化床研究工作發(fā)展的核心方向。流化床裝置結(jié)構(gòu)可分解為上升區(qū)、下降區(qū)、混合區(qū)和分離區(qū)，可置入各種形式的內(nèi)構(gòu)件。與傳統(tǒng)反應(yīng)器相比，其結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜，存在面向多種應(yīng)用對象的流體力學(xué)空間?；诜磻?yīng)器結(jié)構(gòu)進行流體力學(xué)特性的功能挖掘有可能成倍提高水處理效率和大幅度降低能耗，同時滿足混合、供氧、分離、短程硝化反硝化、顆粒污泥造粒等需求。綜合上述，流化床反應(yīng)器擁有應(yīng)用領(lǐng)域廣泛、結(jié)構(gòu)變化多樣、流體特性復(fù)雜等特點，可能造成理論設(shè)計難以適應(yīng)實際工程應(yīng)用以及多級放大浪費經(jīng)費與時間的問題，若直接工程放大則存在不可逆的風(fēng)險。對此，有必要進行基于工程放大的數(shù)值模擬，解析使用的范圍。

如何通過結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化和內(nèi)構(gòu)件強化以控制和改善流體運動是反應(yīng)器提高效能和經(jīng)濟性所必然面對的問題。YANG團隊[8]和HOU團隊[9]分別通過實驗和理論分析指出流化床結(jié)構(gòu)對其能量和物質(zhì)遷移有重要影響。DRAKE等[10]指出流化床幾何結(jié)構(gòu)影響系統(tǒng)過程效率。對于氣升式反應(yīng)器，目前主要關(guān)注的結(jié)構(gòu)參數(shù)為高徑比、下降區(qū)和上升區(qū)的面積比、導(dǎo)流筒與底部距離、導(dǎo)流筒與液面距離等，通過對其進行優(yōu)化可設(shè)計更高效的反應(yīng)器[11-13]。HEYOUNI團隊[14]研究指出，置入靜態(tài)原件能夠使氣泡破碎從而加強傳質(zhì)。目前報道所提及的內(nèi)構(gòu)件有底隙十字擋板[15]、漏斗型導(dǎo)流板[16]、多重內(nèi)導(dǎo)流筒[17]、縮放型導(dǎo)流筒[18]、列管[19]、斜片擋板[20]、螺旋導(dǎo)流板[21]等，通過單獨置入上述內(nèi)構(gòu)件能夠加強系統(tǒng)紊流作用，使相間傳質(zhì)傳熱能力增強。值得注意的是，關(guān)于若干內(nèi)構(gòu)件在同一反應(yīng)器內(nèi)的耦合作用的研究至今未見報道。

與圓形流化床相比，方形（正方形/長方形）流化床可實現(xiàn)工程構(gòu)筑物之間墻體共用，表現(xiàn)出結(jié)構(gòu)穩(wěn)定、占地面積小、土建費用低、建造方便等特點，有利于工程的大型化應(yīng)用。下降區(qū)和上升區(qū)的面積比（dr），環(huán)隙過流區(qū)和上升區(qū)的面積比（br），導(dǎo)流筒與液面距離和導(dǎo)流筒高度的比（tdt），3個結(jié)構(gòu)參數(shù)分別影響反應(yīng)器不同區(qū)域的流體特性，其參數(shù)作用的變化及其相互作用涵蓋了流化床的功能演變，探索流體力學(xué)特性對參數(shù)變化的響應(yīng)關(guān)系可以有效認(rèn)知流化床的性能。在結(jié)構(gòu)參數(shù)模擬優(yōu)化結(jié)果的基礎(chǔ)上，通過置入內(nèi)構(gòu)件，追求強化混合反應(yīng)與低耗供氧相結(jié)合的目標(biāo)。該觀點是基于本文作者課題組自主設(shè)計內(nèi)置擋板反應(yīng)器的實際應(yīng)用案例，發(fā)現(xiàn)十字型擋板優(yōu)化了整體流化質(zhì)量，縮短了氣體停留時間[15]，而漏斗型擋板可以改善氣體停留時間的現(xiàn)象[16]。上下?lián)醢宓膹?fù)合作用有助于實現(xiàn)生物處理高濃度難降解有機廢水的強需氧過程。本文即針對上述現(xiàn)象，借助三維數(shù)值模擬工具，以氣含率（G）和液速（L）作為評價對象，解析各種條件/結(jié)構(gòu)變化情況下生物正方形內(nèi)循環(huán)流化床（后簡稱為流化床）的流體力學(xué)行為，理解操作與流體結(jié)構(gòu)之間的關(guān)系，為反應(yīng)器的結(jié)構(gòu)放大、功能化應(yīng)用、可視化與智能化途徑提供技術(shù)基礎(chǔ)。

1 過程和方法

1.1 研究對象

圖1為研究所采用的流化床基礎(chǔ)模型的構(gòu)造。流化床結(jié)構(gòu)主要分為反應(yīng)器和導(dǎo)流筒：反應(yīng)器結(jié)構(gòu)參數(shù)參考麥禮杰等[22]發(fā)表的論文，反應(yīng)器基礎(chǔ)尺寸為1250mm×150mm×150mm；下端為高50mm的45°錐臺，底部尺寸為50mm×50mm；導(dǎo)流筒為結(jié)構(gòu)參數(shù)改變的對象，其改變的結(jié)構(gòu)參數(shù)如下所述。

（1）導(dǎo)流筒邊長反應(yīng)器邊長為150mm不變，導(dǎo)流筒邊長分別取80mm、100mm、120mm，換算成下降區(qū)和上升區(qū)的面積比（dr）分別為2.52、1.25、0.56；

（2）導(dǎo)流筒與底部距離b固定導(dǎo)流筒與液面的距離（t），改變b，使導(dǎo)流筒高度（dt）改變。b分別取值15mm、30mm、60mm，換算成環(huán)隙過流區(qū)和上升區(qū)的面積比（br）分別為0.6、1.2、2.4。

（3）導(dǎo)流筒與液面距離t固定b，改變t，使dt改變。t分別取100mm、200mm、300mm，換算成導(dǎo)流筒與液面距離和導(dǎo)流筒高度的比（tdt）分別為1/8、2/7、3/6。

結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化的研究采用控制變量法，各變量中有一組結(jié)構(gòu)參數(shù)完全相同，具體參數(shù)見表1。

流化床具有平面對稱性，可使用Gambit2.4.6軟件建立以—剖面為對稱面的半體積三維模型，并采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分。基于麥禮杰[23]的工作，為了保證網(wǎng)格無關(guān)性，節(jié)省計算資源和時間成本，取邊長為3mm的四面體網(wǎng)格作為后續(xù)研究的基礎(chǔ)，網(wǎng)格數(shù)約為330萬個，網(wǎng)格劃分狀況見圖2。

(a) 剖面導(dǎo)流筒頂部網(wǎng)格(b) 剖面導(dǎo)流筒底部網(wǎng)格 (c) 底部側(cè)面網(wǎng)格(d) 底部仰視網(wǎng)格

表1 結(jié)構(gòu)參數(shù)及其取值范圍

結(jié)構(gòu)參數(shù)參數(shù)范圍/mm固定參數(shù)/mm 導(dǎo)流筒邊長（a）80，100，120Hb =30，Ht =100 導(dǎo)流筒與底部距離（Hb）15，30，60a =100，Ht =100 導(dǎo)流筒與液面距離（Ht）100，200，300a =100，Hb =30

1.2 湍流模型

RANS是實際應(yīng)用最廣泛的湍流數(shù)值模擬方法，它以雷諾平均運動方程和脈動方程為基礎(chǔ)，并將后者通過雷諾應(yīng)力項表達(dá)。由于流體流動具有繞過擋板的繞流過程，故選用Realizable-湍流 模型。

1.3 多相流模型

生物處理系統(tǒng)主要有氣體（空氣、惰性氣體、純氧等）、廢水、污泥3種形態(tài)的介質(zhì)。其中，廢水和空氣作為流化床系統(tǒng)的主體不可忽略；污泥因為與廢水密度相近[25-26]、顆粒尺寸較小（1μm～7mm）[27-28]、對流體的跟隨性較好[29]，因而可以與廢水作均相處理。因此，只需考察流化床的氣-液兩相流體力學(xué)規(guī)律，以廢水作為主相，空氣作為第二相。為保證計算穩(wěn)定性，不考慮氣泡并聚和破碎過程，并參考麥禮杰等[22]和朱家亮等[30]的工作，設(shè)定氣泡直徑為3mm。此外，由于廢水物理性質(zhì)與純水相近，故使用純水物理性質(zhì)表征廢水。Fluent商業(yè)軟件為用戶提供Eulerian-Lagrangian多相流模型和Eulerian-Eulerian多相流模型，前者適用于次相相含率較低的顆粒追蹤模擬，而后者無此限制受廣泛應(yīng)用[31-33]。Eulerian-Eulerian提供了VOF模型、Mixture模型和Eulerian模型，由于流化床內(nèi)部的相混合過程劇烈，且相間作用規(guī)律是可利用的，故選用Eulerian模型對氣液兩相的連續(xù)性方程和動量方程進行求解。

1.4 相間動量轉(zhuǎn)移模型

氣液兩相流中存在著復(fù)雜的相互作用[34]，主要為相間曳力，其次為升力和虛擬質(zhì)量力。本文不考慮相間作用力對氣泡徑向分布的影響，流化床反應(yīng)器氣液相的相對滑移速度不存在高頻波動，且氣泡直徑較小，基于數(shù)值計算穩(wěn)定的考慮，可忽略升力和虛擬質(zhì)量力的作用。曳力模型應(yīng)用最廣泛的為Schiller-Naumann模型和Morsi-Alexander模型，出于計算穩(wěn)定性的考慮[35-37]，曳力模型采用最簡單的Schiller-Naumann模型。

1.5 操作條件、邊界條件和初始條件

操作壓強為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓（101325Pa）；重力加速度為9.81m/s2，方向沿導(dǎo)流筒向下；參考空氣密度為1.225kg/m3。模型的錐臺底部為速度入口邊界，水力直徑為50mm，入口氣體體積分?jǐn)?shù)為1；為了覆蓋鼓泡流和湍動流兩種流型，分別模擬典型污水厭氧、水解和好氧的生物處理單元的操作工況，結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究相應(yīng)選取0.625cm/s、1.250cm/s、2.500cm/s這3組表觀進氣速度（G基于上升區(qū)斷面），內(nèi)構(gòu)件強化研究選取0.5cm/s、1.0cm/s、2.0cm/s、3.0cm/s這4組表觀氣速（基于上升區(qū)斷 面）[38-39]。模型頂部出口處為壓力出口邊界，水力直徑為150mm，氣體回流體積分?jǐn)?shù)為1。模型對稱面設(shè)置為Neumann邊界條件。其余表面設(shè)置為對液體無滑移、對氣體自由滑移的壁面邊界。設(shè)置初始液面高度為900mm（以模型零點算），液面以上為空氣，空氣段高度為300mm。

1.6 數(shù)值求解

為保證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，模擬過程采用并行計算方法，選用非穩(wěn)態(tài)壓力耦合求解器；采用SIMPLE算法進行方程組求解，動量、湍動能和湍流耗散率的離散格式先用一級迎風(fēng)格式，待計算穩(wěn)定后改用二階迎風(fēng)格式，體積分?jǐn)?shù)的離散格式使用Quick格式。同時，使用Fluent默認(rèn)的松弛因子，所有變量的收斂標(biāo)準(zhǔn)殘差值設(shè)置為10–4。設(shè)置時間步長為0.003s，每個時間步迭代200次。當(dāng)計算收斂，且進口/出口質(zhì)量流量及檢測面的液速和氣含率的波動在5%以內(nèi)，則判定系統(tǒng)處于相對穩(wěn)定狀態(tài)，可停止迭代計算。數(shù)值模擬在配置為Intel Core i7 3770K 3.5GHz四核處理器和24GB內(nèi)存的計算機上進行計算，每個物理模型的計算時間約為150h。

1.7 數(shù)據(jù)處理

結(jié)構(gòu)參數(shù)改變及內(nèi)構(gòu)件置入對流化床的流體力學(xué)特性具有特定的作用，需要對其作用的影響規(guī)律進行討論。由于正方形具有中線方向和對角線方向兩種形式的剖面，需要對兩者結(jié)合進行綜合分析。數(shù)值模擬得到氣含率和液速兩種流體力學(xué)參數(shù)，氣含率與氣體傳質(zhì)系數(shù)具有正相關(guān)關(guān)系，液速則與反應(yīng)器的混合效率呈正相關(guān)，它們的空間分布直接影響系統(tǒng)傳質(zhì)傳熱效果[40]，平均或某點的數(shù)值作為系統(tǒng)的表征參數(shù)以便于與實際工程測量值進行對比。具體分析的參數(shù)為：液速峰值、整體氣含率、上升區(qū)中心氣含率、上升區(qū)與下降區(qū)液速、氣含率和液速的徑向分布、液速的軸向分布。定義液速峰值為定義區(qū)域內(nèi)液體速度的最大值；整體氣含率、中心氣含率和上升區(qū)與下降區(qū)液速為導(dǎo)流筒高度內(nèi)7個等距截面或點的加權(quán)平均值；氣含率和液速的徑向分布為軸向高度600mm（以模型零點算）的截面與—剖面或—剖面交線內(nèi)各點的取值；液速取反應(yīng)器中軸上各點的值。

2 結(jié)果和討論

2.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)改變對流體力學(xué)性能的影響

2.1.1 下降區(qū)和上升區(qū)面積比（dr）

dr的改變直接影響流體能量在流化床上升區(qū)和下降區(qū)的分配，從而影響流體流形和傳質(zhì)效率。dr為2.52、1.25和0.56的條件下，表觀氣速為2.500cm/s的液速分布結(jié)果如圖4所示。隨著dr變小，上升區(qū)液速擴散受限，停滯、溝流、短流區(qū)域增大，上升區(qū)的流型從湍動流向鼓泡流轉(zhuǎn)變。3種dr的液速峰值均在上升區(qū)中下部出現(xiàn)，峰值隨dr變小而逐步減小，分別為1.03m/s、0.90m/s、0.80m/s。生物流化床系統(tǒng)最佳液速為0.2m/s到0.8m/s之間[41]，當(dāng)液速大于0.8m/s時，生物載體生物膜承受過大剪切力的概率增加，不利于污泥絮體凝聚和微生物生長[42]，同時迫使絮體內(nèi)生物膜厚度削減并釋放大量細(xì)胞自溶性物質(zhì)，導(dǎo)致水中出現(xiàn)細(xì)小漂泥，出水濁度升高，水質(zhì)變壞[43- 44]。此外，在反應(yīng)器運行的啟動階段，過高的液速不利于生物膜穩(wěn)定的培養(yǎng)與形成[45]。

通過數(shù)值表征的方式對—剖面和—剖面液速徑向分布進行剖析（圖5），有助于理解dr對流化床流體流動形態(tài)的影響作用。dr從2.52變?yōu)?.25，上升區(qū)液速減小，下降區(qū)液速增加，剖面和剖面的取樣點加權(quán)的液體動能（后簡稱為液體動能）減小37.65%～52.62%；dr從1.25變?yōu)?.56，上升區(qū)液速減小，下降區(qū)的液速變化細(xì)微，液體動能減小52.11%～55.64%。表明結(jié)構(gòu)改變產(chǎn)生的阻力（后簡稱結(jié)構(gòu)阻力）隨dr減小而增大。在—剖面上，隨著dr減小，導(dǎo)流筒近壁處液體流動從向上流動向停滯、返混狀態(tài)轉(zhuǎn)變。氣速的改變對應(yīng)返混出現(xiàn)的臨界位置基本不變，表明返混現(xiàn)象與表觀氣速無關(guān)，需通過對流化床結(jié)構(gòu)和布水/布?xì)鈨?yōu)化等方式進行規(guī)避。觀察各d/r結(jié)構(gòu)參數(shù)條件并結(jié)合圖4液速分布情況分析可知：dr較小時，上升區(qū)流體呈鼓泡流形態(tài)，表觀氣速改變對液速分布影響不明顯，液體動能相差14.24%～15.63%；隨著dr增大，上升區(qū)流型向湍流轉(zhuǎn)變，導(dǎo)致表觀氣速對液速分布作用增強，剖面和C剖面的液體動能相差依次為10.03%～12.22%和3.07%～24.20%?？梢?，液速分布對dr改變的響應(yīng)行為明顯。

圖6展示了不同表觀氣速和不同dr對上升區(qū)中心氣含率的影響。表觀氣速為0.625cm/s和1.250cm/s時，d/r對中心氣含率的改變作用不明顯。表觀氣速為2.500cm/s條件下，較大dr（2.52和1.25）對中心氣含率影響不大；dr較小時（dr為0.56），導(dǎo)流筒對上升區(qū)氣體的壁面作用較小，導(dǎo)致上升區(qū)中心氣含率下降。此外，考慮到dr較大時（如dr為2.52）可能會導(dǎo)致氣體流竄至下降區(qū)造成能量損耗[46]，無法滿足具有同步硝化反硝化應(yīng)用目標(biāo)的需求。

d/r的改變主要影響液速分布和大小，對中心氣含率的影響不明顯。過大的d/r難以保證液速均勻分布和高效的液體循環(huán)過程，過小的dr具有較大的結(jié)構(gòu)阻力，為了保證生物活性和出水水質(zhì)，選擇d/r為1.25為宜。dr=1.25換算成導(dǎo)流筒和反應(yīng)器邊長比為0.8，處在朱家亮等[30]提出的0.6～0.8范圍內(nèi)。

2.1.2環(huán)隙過流區(qū)和上升區(qū)面積比（br）

br改變上升區(qū)和下降區(qū)底部的交界面積，影響底部流體的混合交匯，改變底部阻力和導(dǎo)流筒作用，是工程設(shè)計不可避免的環(huán)節(jié)，但br的放大難以確定，需要借助數(shù)值模擬方法。圖7是表觀氣速為2.500cm/s，不同br對應(yīng)的—剖面局部液體流速矢量圖。液體從下降區(qū)進入混合區(qū)的過程中，速度矢量向混合區(qū)范圍內(nèi)擴散，隨著b/r增大，混合區(qū)擴大，混合區(qū)內(nèi)液速矢量分散范圍變大，混合區(qū)單位體積能量減小，同時使導(dǎo)流筒縮短并縮小有效作用范圍，說明br對流化床底部液速的大小和方向有顯著作用。在實際工程應(yīng)用中，混合區(qū)能量多少決定污泥顆粒流態(tài)化運動的成敗，不良的設(shè)計會弱化廢水與活性污泥之間的能量傳遞，破壞污泥有效流態(tài)化并使之形成團簇，堵塞布水及曝氣管道。此外，對于營養(yǎng)比例失衡的典型工業(yè)廢水，如不含磷酸鹽的焦化廢水[47]和缺氮缺磷的造紙廢水等，停滯區(qū)域的形成易引起污泥膨脹現(xiàn)象[48]。因此，從流化床底部液速空間分布的角度分析，br不宜選擇2.4或更高。

br改變—剖面和—剖面液速徑向分布如圖8所示。br從0.6上升至1.2時，上升區(qū)和下降區(qū)的平均液速分別提高27.9%和48.5%，液體動能增加61.81%～118.29%。br從1.2上升至2.4時，上升區(qū)平均液速提高17.8%，下降區(qū)液速略微上升，液體動能增加34.69%～44.76%。即3種br對應(yīng)的結(jié)構(gòu)阻力大小為：2.4＜1.2＜0.6。b/r為0.6時，液體進入下降區(qū)的阻礙作用顯著，使部分液體直接從上升區(qū)導(dǎo)流筒近壁面區(qū)域下降，形成導(dǎo)流筒內(nèi)部循環(huán)而出現(xiàn)返混現(xiàn)象。返混現(xiàn)象可引起絮體的破裂，導(dǎo)致相間混合弱化和顆粒物沉積[49]，使反應(yīng)器的效率降低，從而影響出水水質(zhì)，因此，認(rèn)為br不宜選擇小于0.6的值域。

表2展示了br對上升區(qū)整體氣含率的影響。br為0.6的上升區(qū)整體氣含率比另外兩種情況高，主要是因為：①結(jié)構(gòu)阻力較大，氣體不易擴散至下降區(qū)而直接從上升區(qū)上??；②結(jié)合圖8，系統(tǒng)整體的液速較小，氣體動能傳遞至液體而增加氣體在上升區(qū)的停留時間。在相同表觀氣速下，b/r為1.2和2.4對上升區(qū)整體氣含率的變化不表現(xiàn)出相關(guān)性，這是由于br增大使結(jié)構(gòu)阻力減小從而提高了氣體逃逸至下降區(qū)的概率和液速增大對氣體的曳力增強兩者共同作用所造成。

表2 環(huán)隙過流區(qū)與下降區(qū)面積比對上升區(qū)整體氣含率作用結(jié)果

在實際廢水處理工程中，br是有效控制相停滯范圍和系統(tǒng)結(jié)構(gòu)阻力的重要參數(shù)。在數(shù)值模擬范圍內(nèi)，過小的br（br≤0.6）產(chǎn)生較高的結(jié)構(gòu)阻力而造成能量損耗；過大的br（br≥2.4）形成較大的停滯區(qū)域阻礙污泥顆粒有效流態(tài)化。br取值應(yīng)在0.6～2.4范圍內(nèi)，以1.2為宜。換算成上升區(qū)面積與環(huán)隙過流區(qū)面積比（rb）為0.833，與周平等[50]研究工作中提出的0.4＜rb＜0.8較為接近。

2.1.3導(dǎo)流筒與液面距離和導(dǎo)流筒高度比（tdt）

在內(nèi)循環(huán)流化床反應(yīng)器中，導(dǎo)流筒對分離區(qū)具有使流體實現(xiàn)從上升區(qū)向下降區(qū)過渡的矢向能力，而t/dt決定了導(dǎo)流筒對分離區(qū)的相對導(dǎo)流作用的大小，以及導(dǎo)流筒在上升區(qū)/下降區(qū)的作用范圍。

tdt取值從1/8～3/6的液速云圖（圖9）變化可知，分離區(qū)液速隨tdt的增大而分布越不均勻，出現(xiàn)的停滯范圍增大。此外，由于導(dǎo)流筒對分離區(qū)的導(dǎo)流作用有限，tdt增大使分離區(qū)增大，有效整流作用弱化，液體的運動矢量趨向于各向異性，流動死區(qū)產(chǎn)生的范圍增大，導(dǎo)致有效流態(tài)化范圍變小，反應(yīng)器有效傳質(zhì)傳熱效率減弱，系統(tǒng)處理效率和能量利用效率降低。

tdt的改變對液速軸向分布影響如圖10所示。隨著tdt的增大，上升區(qū)液速在導(dǎo)流筒作用下大小分布及變化趨勢基本不變；分離區(qū)液速分布因缺少導(dǎo)流筒對流體整體的支撐和導(dǎo)流作用，而無法有效聚攏造成分布越不均勻。在輸入能量恒定的情況下，液速軸向分布不均勻表現(xiàn)為液速的各向異性擴散而造成能量利用效率降低，同時導(dǎo)致系統(tǒng)混合效率的下降。雖然分離區(qū)必定存在液速變化較大而造成能量損耗的區(qū)域，但這不影響流化床在氣液傳質(zhì)方面的優(yōu)越性。

圖11為tdt對上升區(qū)中心氣含率的影響。相同表觀氣速下t/dt的變化對上升區(qū)中心氣含率作用不明顯，這與RUSSELL等[51]的報導(dǎo)類似。上升區(qū)中心氣含率的檢測位置為導(dǎo)流筒內(nèi)部，使得導(dǎo)流筒對氣體的徑向作用相當(dāng)是造成該現(xiàn)象的主因。上升區(qū)中心氣含率數(shù)值測量方法和實際物理測量方式類似，無法找出結(jié)構(gòu)參數(shù)改變帶來區(qū)別的情況下，需要改變測量位置（如出水口氣含率、下降區(qū)中心氣含率）進行規(guī)避。

關(guān)于t/dt的模擬結(jié)果表明：tdt的增大使得分離區(qū)液速分布越不均勻，及tdt對檢測位置對應(yīng)的中心氣含率影響不明顯。導(dǎo)流筒對分離區(qū)的整流作用有限，當(dāng)tdt（即分離區(qū)范圍）增大時，導(dǎo)流筒在分離區(qū)的相對整流作用減弱，不利于流體速度矢量趨向各相同性和流體均勻分布，同時造成能量損耗量升高。綜合考慮，在模擬范圍內(nèi)，tdt取值1/8。

對比圖5、圖8和圖10，tdt主要作用在分離區(qū)，dr和br對流化床上升區(qū)和下降區(qū)作用顯著，上升區(qū)中心液速變化幅度分別為–30.62%～54.71%和–27.61%～21.86%（以相同結(jié)構(gòu)參數(shù)組作為參照）；從圖6、表2和圖11的結(jié)果反映出，dr和H/H對氣含率的作用不明顯，br因帶來局部阻力表現(xiàn)出一定的影響。綜合考慮，3種結(jié)構(gòu)參數(shù)對流化床的流體特性作用大小的順序為：dr＞br＞t/dt，可作為工程優(yōu)化設(shè)計的參考依據(jù)。

2.2 十字型和漏斗型內(nèi)構(gòu)件強化流體性能分析

在實際工程應(yīng)用中已發(fā)現(xiàn)，內(nèi)構(gòu)件可以提高反應(yīng)器系統(tǒng)的流態(tài)化質(zhì)量和調(diào)整氣含率?；?.1節(jié)的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化工作結(jié)果，對dr、br、tdt分別取值1.25、1.2和1/8，設(shè)定十字型擋板高度為45mm，結(jié)合兩種內(nèi)構(gòu)件進行數(shù)值模擬。

通過圖12所示的現(xiàn)象，可以分析不同進氣速度條件下組合內(nèi)構(gòu)件對流化床上升區(qū)和下降區(qū)液速的耦合作用。隨著氣速加大，上升區(qū)和下降區(qū)的液體流速均有提升，提升幅度逐漸減小并趨于0，說明表觀氣速對液速提升作用具有極限。置入組合內(nèi)構(gòu)件后上升區(qū)和下降區(qū)的液速均有明顯的下降，組合內(nèi)構(gòu)件對于液速的作用體現(xiàn)為：①底隙十字擋板使混合區(qū)非彈性碰撞減少，流體矢量由離散向歸一轉(zhuǎn)變，能量損耗降低，從而增大液速[22]；②漏斗型導(dǎo)流板對流體自由擾動具有減緩作用，但其阻礙作用導(dǎo)致液體流速降低[16]；③由于曳力作用可能造成下降區(qū)氣含率增大也會降低液體循環(huán)速度，但目前缺乏實驗研究。表明漏斗型導(dǎo)流板比十字型擋板對流化床液速的影響更顯著。

組合內(nèi)構(gòu)件和表觀氣速對整體氣含率的影響如圖13所示。從圖13中可見，整體氣含率隨著進氣速度的增加而增加。在進氣速度為0.5cm/s和1.0cm/s時，組合內(nèi)構(gòu)件對整體氣含率作用不明顯；當(dāng)進氣速度大于1.0cm/s，組合內(nèi)構(gòu)件耦合作用明顯提升系統(tǒng)整體氣含率，最大可提升26.5%。兩種內(nèi)構(gòu)件的耦合作用表現(xiàn)為：底隙十字擋板增加液速而減少氣體停留時間，使整體氣含率降低[52]；漏斗型導(dǎo)流板的導(dǎo)流作用使軸向上升的氣體徑向擴散，同時在液體曳力作用下向下降區(qū)轉(zhuǎn)移，增加氣體有效停留時間和局部氣含率[53]。即漏斗型導(dǎo)流板比十字型擋板對流化床氣含率的影響作用占更重要的 地位。

通過內(nèi)構(gòu)件前后氣含率的徑向分布（圖14）及內(nèi)構(gòu)件后不同氣速的氣含率徑向分布（圖15）的數(shù)值變化可以從微觀上了解組合內(nèi)構(gòu)件對氣含率的增值作用。在表觀氣速為2cm/s條件下，置入內(nèi)構(gòu)件使′—′剖面和′—′剖面整體氣含率分別增加35.52%和59.39%；內(nèi)構(gòu)件對′—′剖面下降區(qū)氣含率的作用尤為明顯，整體氣含率提升848.04%，峰值提升583.06%。在模擬表觀氣速范圍內(nèi)，隨著表觀氣速的增加，流化床整體氣含率增大，可實現(xiàn)相同氣含率要求下更低的曝氣能耗輸入；下降區(qū)存在氣含率為0的情況，說明利用優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作條件可形成局部缺氧和局部好氧，可完成同步硝化反硝化生物脫氮[54]，并實現(xiàn)節(jié)省曝氣量、節(jié)約碳 源[55]。在表觀氣速大于1cm/s時，′—′剖面下降區(qū)存在氣體，這是因為′—′剖面徑向方向和′—′剖面徑向方向之間存在足夠大的靜壓差，導(dǎo)致液體從高壓區(qū)域流體受力流往低壓區(qū)域，同時攜帶氣體下降到監(jiān)測高度的下降區(qū)。需要指出的是，較高曝氣能耗條件下部分氣體進入下降區(qū)，氣體受浮力和液體的曳力而形成氣墊層，雖然能夠提高氧利用率，但阻礙液體在流化床中正常流態(tài)化，造成能量損耗。對此，區(qū)別對待厭氧、水解、好氧、短程硝化反硝化對氣含率的區(qū)域功能需求，即根據(jù)不同的工藝來選擇上擋板、下?lián)醢?、組合擋板的工程設(shè)計非常重要。

3 結(jié)論

（1）應(yīng)用CFD手段解析了正方形內(nèi)循環(huán)流化床中下降區(qū)和上升區(qū)面積比（dr）、環(huán)隙過流區(qū)與上升區(qū)面積比（br）、導(dǎo)流筒與液面距離和導(dǎo)流筒的高度比（tdt）3個結(jié)構(gòu)參數(shù)改變的流體力學(xué)特征。在此基礎(chǔ)上，對通過改善流態(tài)化質(zhì)量和延長氣相停留時間實現(xiàn)高效氧傳質(zhì)為目標(biāo)的組合內(nèi)構(gòu)件（十字型擋板和漏斗型導(dǎo)流板）置入的流化床進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化的數(shù)值模擬，揭示了新型結(jié)構(gòu)流化床的流體特征與功能強化的對應(yīng)關(guān)系。

（2）在設(shè)定操作條件和流化床結(jié)構(gòu)參數(shù)的范圍內(nèi)，數(shù)值模擬結(jié)果中，dr、br和tdt的變化分別影響液速的分布與大小、流化床底部液速的大小和方向以及導(dǎo)流筒上方液體受到的有效整流作用。從微生物生長、返混現(xiàn)象、系統(tǒng)阻力等角度分析，認(rèn)為dr、br和tdt的值分別取1.25、1.2和1/8時，正方形生物內(nèi)循環(huán)流化床流體性能達(dá)到最優(yōu)，3個參數(shù)在工程設(shè)計中的重要性為：dr＞b/r＞t/dt。

（3）兩種內(nèi)構(gòu)件對流體特性的影響存在耦合作用，但表現(xiàn)出不同的功能，操作條件可以改變這種功能。如在避免高剪切力出現(xiàn)的前提下，該耦合作用可以提供降低整體液體循環(huán)速度和提高高速曝氣時的氣含率的工作區(qū)間，有利于高濃度工業(yè)有機廢水處理的強需氧過程和節(jié)能供氣的應(yīng)用，還可以提供同步硝化反硝化脫氮的獨立反應(yīng)器條件。表明流體現(xiàn)象的闡明有利于指導(dǎo)功能反應(yīng)器的開發(fā)，有助有尋求優(yōu)化的操作控制條件。

[1] ZHAO J，JIANG Y，YAN B，et al. Multispecies acute toxicity evaluation of wastewaters from different treatment stages in a coking wastewater-treatment plant[J]. Environmental Toxicology and Chemistry，2014，33（9）：1967-1975.

[2] 韓濤，陳梓晟，林沖，等. 臭氧流化床深度處理焦化廢水尾水過程中有機組分變化分析[J]. 環(huán)境科學(xué)學(xué)報，2016，36（1）：149-155.

HAN T，CHEN Z S，LIN C，et al. The analysis of organic composition in the advanced treatment of bio-treated coking effluent with ozone-fluidized bed[J]. Acta Scientiae Circumstantiae，2016，36（1）：149-155.

[3] ORTEGA-CLEMENTE A，CAFFAREL-MéNDEI S，PONCE-NOYOLA M T，et al. Fungal post-treatment of pulp mill effluents for the removal of recalcitrant pollutants[J]. Bioresource Technology，2009，100（6）：1885-1894.

[4] 吳海珍，夏芳，韋朝海，等. 養(yǎng)殖污水生物處理的新型流態(tài)化技術(shù)原理及其應(yīng)用案例[J]. 環(huán)境工程學(xué)報，2012，6（1）：15-20.

WU H Z，XIA F，WEI C H，et al. Novel fluidization technical principle and application case for biotreatment of livestock wastewater[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering，2012，6（1）：15-20.

[5] NAAMA G R，BETTINA S，CHRISTINA R，et al. Transformation pathways of the recalcitrant pharmaceutical compound carbamazepine by the white-rot fungus pleurotus ostreatus：effects of growth conditions[J]. Environmental Science & Technology，2015，49（20）：12351-12362.

[6] ADEM Y，OZER C，ERKAN S. Treatment of textile wastewater using sequential sulfate-reducing anaerobic and sulfide-oxidizing aerobic membrane bioreactors[J]. Journal of Membrane Science，2016，511：228-237.

[7] 李平，韋朝海，吳超飛，等. 厭氧/好氧生物流化床耦合處理垃圾滲濾液的新工藝研究[J]. 高?；瘜W(xué)工程學(xué)報，2002，16（3）：345-350.

LI P，WEI C H，WU C F，et al. Study on the treatment of landfill leachate by combining anaerobic/aerobic biological fluidized bed[J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities，2002，16（3）：345-350.

[8] YANG N，WANG W，GE W，et al. CFD simulation of concurrent-up gas-solid flow in circulating fluidized beds with structure-dependent drag coefficient[J]. Chemical Engineering Journal，2003，96（1/2/3）：71-80.

[9] HOU B，LI H. Relationship between flow structure and transfer coefficients in fast fluidized beds[J]. Chemical Engineering Journal，2010，157（2/3）：509-519.

[10] DRAKE J B，HEINDEL T J. Comparisons of annular hydrodynamic structures in 3D fluidized beds using X-ray computed tomography imaging[J]. Journal of Fluids Engineering，2012，134（8）：081305.

[11] LIU R，LIU Y，LIU C. Development of an efficient CFD-simulation method to optimize the structure parameters of an airlift sonobioreactor[J]. Chemical Engineering Research & Design，2013，91（2）：211-220.

[12] XU L，LIU R，WANG F，et al. Development of a draft-tube airlift bioreactor for Botryococcus braunii with an optimized inner structure using computational fluid dynamics[J]. Bioresource Technology，2012，119（7）：300-305.

[13] 韋朝海，吳錦華，王剛，等. 生物三相流化床結(jié)構(gòu)特征及性能影響分析[J]. 化工時刊，2001，15（4）：4-8.

WEI C H，WU J H，WANG G，et al. The structural characteristic of biological three-phase fluidized bed and the influence on performance of BTPFB[J]. Chemical Industry Times，2001，15(4)：4-8.

[14] HEYOUNI A，ROUSTAN M，Z D Q. Hydrodynamics and mass transfer in gas-liquid flow through static mixers[J]. Chemical Enginnering Science，2002，57（16）：3325-3333.

[15] 韋朝海，李磊. 底隙設(shè)置擋板內(nèi)循環(huán)流化床水力特性分析[J]. 化工學(xué)報，2007，58（10）：2480-2484.

WEI C H，LI L. Hydraulic characteristics of internal loop fluidized bed with baffle setting on bottom[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering （China），2007，58（10）：2480-2484.

[16] ZHANG T，WEI C H，F(xiàn)ENG C H，et al. A novel airlift reactor enhanced by funnel internals and hydrodynamics prediction by the CFD method[J]. Bioresource Technology，2012，104（1）：600-607.

[17] 韋朝海，吳錦華，吳超飛，等. 新型內(nèi)構(gòu)件內(nèi)循環(huán)三相流化床氧傳遞特性的研究[J]. 中國環(huán)境科學(xué)，2001，21（6）：28-31.

WEI C H，WU J H，WU C F，et al. Study on the characteristics of oxygen transfer in new-type structure inner loop three-phase fluidized bed[J]. China Environmental Science，2001，21（6）：28-31.

[18] 謝波，韋朝海，吳超飛，等. 縮放型導(dǎo)流筒氣升式內(nèi)環(huán)流生物反應(yīng)器流體力學(xué)與傳質(zhì)特性[J]. 高?；瘜W(xué)工程學(xué)報，1999，13（2）：121-128.

XIE B，WEI C H，WU C F，et al. Hydrodynamics and mass transfer in an internal loop airlift bioreactor with a convergence-divergence draft tube[J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities，1999，13（2）：121-128.

[19] 于光認(rèn)，陳曉春，劉輝. 有內(nèi)構(gòu)件工業(yè)湍動流化床反應(yīng)器的模型化——反應(yīng)器模型的開發(fā)[J]. 化工學(xué)報，2003，54（8）：1150-1154.

YU G R，CHEN X C，LIU H. Modeling of industrial turbulent fluidized bed with inner vertical heat exchanger—development of reactor model[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering （China），2003，54（8）：1150-1154.

[20] 王若藝，劉對平，李智，等. 細(xì)顆粒氣固流化床內(nèi)斜片擋板受力特性的實驗研究[J]. 過程工程學(xué)報，2015，15（3）：375-380.

WANG R Y，LIU D P，LI Z，et al. Experimental study on the acting forces on a single slant slat immersed in a gas and fine particles fluidized bed[J]. The Chinese Journal of Process Engineering，2015，15（3）：375-380.

[21] 鄭平，陳建偉，唐崇儉，等. 一種螺旋式自循環(huán)厭氧生物反應(yīng)器：200720106182.6 [P]. 2008-01-09.

ZHENG P，CHEN J W，TANG C J，et al. A spiral type spontaneous circulation anaerobic bioreactor：200720106182.6 [P]. 2008-01-09.

[22] 麥禮杰，張濤，歐樺瑟，等. 底隙十字擋板對四邊形流化床流體力學(xué)性能優(yōu)化數(shù)值模擬[J]. 環(huán)境科學(xué)學(xué)報，2014，34（11）：2739-2745.

MAI L J，ZHANG T，OU H S，et al. Numerical optimization on hydrodynamics characteristics of rectangular fluidized bed with a cross-shaped baffle on the bottom[J]. Acta Scientiae Circumstantiae，2014，34（11）：2739-2745.

[23] 麥禮杰. 基于CFD的四邊形內(nèi)循環(huán)流化床流體力學(xué)性質(zhì)分析及其性能優(yōu)化研究[D]. 廣州：華南理工大學(xué)，2014.

MAI L J. Study of hydrodynamic characteristics in rectangular inner loop fluidized bed and its performance optimization based on CFD[D]. Guangzhou：South China University of Technology，2014.

[24] 朱家亮，陳祥佳，張濤，等. 基于CFD的內(nèi)構(gòu)件強化內(nèi)循環(huán)流化床流場結(jié)構(gòu)分析[J]. 環(huán)境科學(xué)學(xué)報，2011，31（6）：1212-1219.

ZHU J L，CHEN X J，ZHANG T，et al. Computational fluid dynamics simulation of hydrodynamics in an internal-loop fluidized bed reactor with a funnel-shaped internal[J]. Acta Scientiae Circumstantiae，2011，31（6）：1212-1219.

[25] 王志平. 好氧顆粒污泥脫氮特性及其過程研究[D]. 哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2006.

WANG Z P. Nitrogen removal properties and process of aerobic granular sludge[D]. Harbin：Harbin Institute of Technology，2006.

[26] DAMMEL E E，SCHROEDER E D. Density of activated sludge solids[J]. Water Research，1992，26（11）：1555-1556.

[27] BIGGS C A，LANT P A. Modelling activated sludge flocculation using population balances[J]. Powder Technology，2002，124（3）：201-211.

[28] DROPPO I G，LEPPARD G G，F(xiàn)LANNIGAN D T，et al. The freshwater floc：a functional relationship of water and organic and inorganic floc constituents affecting suspended sediment properties[J]. Water Air & Soil Pollution，1997，99（1/2/3/4）：43-53.

[29] 萬東玉，劉金平，李志坤，等. 氣液固三相逆流化床內(nèi)氣液傳質(zhì)特性的實驗研究和數(shù)值模擬[J]. 青島科技大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2014，35（6）：597-602.

WANG D Y，LIU J P，LI Z K，et al. Numerical simulation and experimental study of gas-liquid mass transfer characteristics in gas-liquid-solid three-phase inverse fluidized beds[J]. Journal of Qingdao University of Science and Technology （Natural Science Edition），2014，35（6）：597-602.

[30] 朱家亮，張濤，韋朝海. 基于結(jié)構(gòu)參數(shù)響應(yīng)的內(nèi)循環(huán)流化床流體特性優(yōu)化數(shù)值模擬[J]. 環(huán)境科學(xué)學(xué)報，2012，32（11）：2732-2740.

ZHU J L，ZHANG T，WEI C H. Numerical optimization on hydrodynamic characteristics of internal-loop fluidized bed based upon structure parameter response relationships[J]. Acta Scientiae Circumstantiae，2012，32（11）：2732-2740.

[31] 郁達(dá)偉，魏源送，鄭祥，等. 多相流和湍流模型對平板膜生物反應(yīng)器模擬的影響[J]. 化工學(xué)報，2014，65（s1）：377-385.

YU D W，WEI Y S，ZHENG X，et al. Impact of multiphase and turbulence models on hydrodynamics simulation of commercial flat-sheet MBR[J]. 2014，65（s1）：377-385.

[32] WANG H，DING J，LIU X，et al. The impact of water distribution system on the internal flow field of EGSB by using CFD simulation[J]. Applied Mechanics & Materials，2014，614：596-604.

[33] BASHA O M，WENG L，MEN Z，et al. CFD modeling with experimental validation of the internal hydrodynamics in a pilot-scale slurry bubble column reactor[J]. International Journal of Chemical Reactor Engineering，2016，14（2）：599-619.

[34] 吳宗應(yīng)，楊寧. 曳力模型對模擬鼓泡塔氣含率的影響[J]. 化工學(xué)報，2010，61（11）：2817-2822.

WU Z Y，YANG N. Effect of drag models on simulation of gas hold-up in bubble columns[J]. CIESC Journal，2010，61（11）：2817-2822.

[35] PAN K，SU K，ZHANG S，et al. Hydrodynamics and permeability of aerobic granular sludge：the effect of intragranular characteristics and hydraulic conditions[J]. Biochemical Engineering Journal，2016，113：133-140.

[36] JIANG X，YANG N，YANG B. Computational fluid dynamics simulation of hydrodynamics in the riser of an external loop airlift reactor[J]. Particuology，2016，27：95-101.

[37] MOSTOUFI N，MEHRNIA M R，VALI M. Hydrodynamics of an airlift bioreactor treating petroleum-based liquids：experiment and CFDM[J]. Energy Sources Part A：Recovery Utilization & Environmental Effects，2014，36（12）：1296-1304.

[38] LUO H，AL-DAHHAN M H. Local gas holdup in a draft tube airlift bioreactor[J]. Chemical Enginnering Science，2010，65（15）：4503-4510.

[39] LUO H，AL-DAHHAN M H. Verification and validation of CFD simulations for local flow dynamics in a draft tube airlift bioreactor[J]. Chemical Enginnering Science，2011，66（5）：907-923.

[40] ATENAS M，CLARK M，LAZAROVA V. Holdup and liquid circulation velocity in a rectangular air-lift bioreactor[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research，1999，38（3）：944-949.

[41] 韋朝海，謝波，吳超飛，等. 三重環(huán)流生物流化床的流體力學(xué)與傳質(zhì)特性[J]. 化學(xué)反應(yīng)工程與工藝，1999，15（2）：55-62.

WEI C H，XIE B，WU C F，et al. Hydrodynamics and mass transfer of triplet loop biological fluidized bed[J]. Chemical Reaction Engineering and Technology，1999，15（2）：55-62.

[42] WU J，LU Z Y，HH J C，et al. Disruption of granules by hydrodynamic force in internal circulation anaerobic reactor[J]. Water Science and Technology，2006，54（9）：9-16.

[43] CELMER D，OLESZKIEWICZ J A，CICEK N. Impact of shear force on the biofilm structure and performance of a membrane biofilm reactor for tertiary hydrogen-driven denitrification of municipal wastewater[J]. Water Research，2008，42（12）：3057-3065.

[44] LIU Y，TAY J H. The essential role of hydrodynamic shear force in the formation of biofilm and granular sludge[J]. Water Research，2002，36（7）：1653-1665.

[45] 藍(lán)惠霞，陳中豪，陳元彩. 影響好氧顆粒污泥形成和性能的因素分析[J]. 環(huán)境保護，2004（5）：28-31.

LAN H X，CHEN Z H，CHEN Y C. Effect factors on formation and performance of aerobic granular sludge[J]. Environmental Protection，2004（5）：28-31.

[46] 韋朝海，謝波，張獻忠，等. 內(nèi)循環(huán)流化床結(jié)構(gòu)參數(shù)及其反應(yīng)器性能的相關(guān)性[J]. 高?；瘜W(xué)工程學(xué)報，2001，15（3）：236-241.

WEI C H，XIE B，ZHANG X Z，et al. Relationship between reactor performances and structural parameters of inner-loop three-phase fluidized bed[J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities，2001，15（3）：236-241.

[47] 任源，韋朝海，吳超飛，等. 焦化廢水水質(zhì)組成及其環(huán)境學(xué)與生物學(xué)特性分析[J]. 環(huán)境科學(xué)學(xué)報，2007，27（7）：1094-1100.

REN Y，WEI C H，WU C F，et al. Environmental and biological characteristics of coking wastewater[J]. Acta Scientiae Circumstantiae，2007，27（7）:1094-1100.

[48] 陳珺. 城市污水處理廠的污泥膨脹研究分析[J]. 給水排水，2009，35（12）：31-34.

CHEN J. Study and analysis on sludge bulking in municipal wastewater treatment plants[J]. Water & Wastewater Engineering，2009，35（12）：31-34.

[49] ZHOU D，DONG S，LI K，et al. Suspended solid abatement in a conical fluidized bed flocculator[J]. Frontiers of Environmental Science & Engineering，2013，7（1）：127-134.

[50] 周平，錢易. 空氣提升內(nèi)循環(huán)生物流化床反應(yīng)器動力學(xué)研究[J]. 環(huán)境科學(xué)，1996，17（6）：9-12.

ZHOU P，QIAN Y. Study on kinetics of biofilm suspension reactor[J]. Environmental Science，1996，17（6）：9-12.

[51] RUSSELL A B，THOMAS C R，LILLY M D. The influence of vessel height and top-section size on the hydrodynamic characteristics of airlift fermentors.[J]. Biotechnology and bioengineering，1994，43（1）：69-76.

[52] 張濤. 內(nèi)循環(huán)流化床反應(yīng)器流動傳質(zhì)特性的計算流體力學(xué)模擬研究[D]. 廣州:華南理工大學(xué)，2012.

ZHANG T. Simulation of mass transfer and hydrodynamic characteristics in internal loop fluidized bed reactor by computational fluid dynamics method[D]. Guangzhou：South China University of Technology，2012.

[53] 韋朝海，李磊，吳錦華，等. 漏斗型導(dǎo)流內(nèi)構(gòu)件對內(nèi)循環(huán)三相流化床流體力學(xué)與傳質(zhì)特性的影響[J]. 化工學(xué)報，2007，58（3）：591-595.

WEI C H，LI L，WU J H，et al. Influence of funnel shape internals on hydrodynamics and mass transfer in internal loop three phase fluidized bed[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering （China），2007，58（3）：591-595.

[54] 張靜蓉，王淑瑩，尚會來，等. 污水短程硝化反硝化和同步硝化反硝化生物脫氮中N2O釋放量及控制策略[J]. 環(huán)境科學(xué)，2009，30（12）：3624-3629.

ZHANG J R，WANG S Y，SHAGN H L，et al. N2O emission and control in shortcut nitrification and denitrification and simultaneous nitrification and denitrification biological nitrogen removal systems[J]. Environmental Science，2009，30（12)：3624- 3629.

[55] 陳英文，陳徉，沈樹寶. 膜生物反應(yīng)器同步硝化反硝化系統(tǒng)的研究[J]. 環(huán)境工程學(xué)報，2008，2（7）：902-905.

CHEN Y W，CHEN Y，SHEN S B. Study on simultaneous nitrification and denitrification in MBR system[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering，2008，2（7）：902-905.

Analysis for numerical optimization on square fluidized bed with altering structural parameters and internals reinforcement

CHEN Zisheng1，ZHANG Tao2，MAI Lijie1，WU Jinhua1，3，HU Chengsheng4，WEI Chaohai1，3

（1School of Environment and Energy，South China University of Technology，Guangzhou 510006，Guangdong，China；2School of Architectural and Surveying & Mapping Engineering，Jiangxi University of Science and Technology，Ganzhou 341000，Jiangxi，China；3Key Lab of Pollution Control and Ecosystem Restoration in Industry Clusters，Guangzhou 510006，Guangdong，China；4Guangzhou Municipal Engineering Maintenance Department，Guangzhou 510091，Guangdong，China）

Analysis on fluid dynamic behavior of multi-functional fluidized-bed reactor by numerical simulation method can reduce the amount of scale-up experiments，as well as find out the description of the reactor structure in biological wastewater treatment. This paper takes the convenient square fluidized-bed for consideration on construction（civil engineering）. Three kinds of changing structural parameters like rising area to drop area ratio（d/r），annular area to drop area ratio （b/r）and distance between draft tube and liquid surface to the height of tube ratio（t/dt），added with two inner-components（cross-shaped internal and funnel-shaped internal），were investigated to inspect liquid feature response behavior under different liquid velocities and gas-holdup situations，aiming at looking for the optimization of structure and operating conditions for realizing high-efficiency oxygen mass transfer，energy conservation and shortcut nitrification-denitrification. The results indicated thatd/r，b/randt/dtmainly influence distribution and peak of liquid，the direction and velocity of liquid at the bottom and effective rectification above diversion tube，respectively，which is recommended to take 1.25，1.2 and 1/8 in due order. Based on the optimization of structural parameters，the coupling effect of two inner-components in fluidized-bed is able to satisfy the requirement of low liquid velocity and gas-holdup in different biological stages. It has been proved that numerical simulation of CFD can achieve the functional development of reactor under different wastewater treatment systems. The square fluidized-bed reactor with optimized structural parameters and inner-component has the characteristics of strengthening mass-transfer and region functionalization，which makes the combination of these two aspects and fulfill the object of efficient energy utilization and research and development cost reduction.

gas-liquid flow；fluidized bed；structural parameters；internals；CFD

X703

A

1000–6613（2017）06–1997–13

10.16085/j.issn.1000-6613.2017.06.005

2016-11-16；

2017-01-24。

廣東省應(yīng)用型科技研發(fā)專項基金（2015B020235005）、國家自然科學(xué)基金（51278199，21406096）及江西省青年科學(xué)基金計劃（20142BAB213022）項目。

陳梓晟（1991—），男，碩士研究生，主要研究方向為污水處理反應(yīng)器流體特性及功能開發(fā)。聯(lián)系人：韋朝海，博士生導(dǎo)師，教授，主要研究方向為水污染控制。E-mail：cechwei@scut.edu.cn。