升流式厌氧发酵生物制氢反应器的优化设计方法及其应用

摘要

本发明公开了一种升流式厌氧发酵生物制氢反应器的优化设计方法，属于环境工程技术领域。所述方法是基于计算流体力学技术的数值模拟方法，研究不同水力上升流速条件下反应器内部流态特征及其对制氢反应器产氢速率的影响；采用欧拉-欧拉气液固三相流体模型获得液相速度场、固相体积分率、发酵气体氢气组分体积分率等详细流场信息，在此基础上，耦合生化反应动力学模型并对反应器产氢速率进行动态模拟和预测，并且根据各流场反馈对制氢反应器的影响，将模拟得到的不同流态数据进行综合分析，从而确定最佳水力上升流速，为升流式厌氧发酵生物制氢反应器的优化设计提供一种高效的方法。本发明技术成熟稳定，具有效果直观、周期短、成本节省的特点。

主权项

一种升流式厌氧发酵生物制氢反应器的优化设计方法，包括如下步骤：前处理—几何建模与网格划分；计算求解—计算模型选择、边界条件定义与迭代求解；后处理—流场数据获取与优化比选；具体步骤如下：(一)前处理：几何建模与网格划分利用ANSYS GAMBIT 2.4.6按照厌氧生物制氢反应器的几何尺寸，进行三维几何建模和网格划分，其中：建模过程将升流式厌氧发酵生物制氢反应器按照上下两个部分进行建模；网格生成采用非结构化四面体网格生成方法，并且采用局部网格加密对进水区和三相分离区两个计算域中壁面附近的网格点重新布置，同时为各模型选择并命名边界类型，导出几何模型的网格文件；(二)计算求解：计算模型选择、边界条件定义与迭代求解采用欧拉‑欧拉多相流体模型模拟升流式厌氧发酵生物制氢反应器中气、液、固三相流运动规律，其中，废水、污泥和发酵气体视为三种不同的连续流，建立湍流模型模拟反应器内部流场，所述湍流模型采用标准的湍动能耗散率(k‑ε)模型；(1)计算模型选择1)控制方程在欧拉‑欧拉多相流体模型中，质量守恒方程和动量守恒方程，均在三维计算域中得到求解；气、液、固三相根据各自的体积分率共享压力场；每一相的运动由各自对应的动量守恒方程和质量守恒方程控制；各相的质量守恒方程，亦即连续方程，如下：$\frac{\partial \left({\rho }_k{\lambda }_k\right)}{\partial t}+▿\left({\rho }_k{\lambda }_k{u}_k\right)=0---\left(1\right)$其中，ρ_k是相k的浓度，λ_k是相k的体积分率，u_k是相k的速度矢量；在如下公式中，角标L、S、G分别代表液相、固相和气相；由于各相假定为不可压缩，所以式(1)可以简化为：▽(ρ_kλ_ku_k)＝0                                       (2)各相的动量平衡方程，如下：$\frac{\partial \left({\rho }_L{\lambda }_L{u}_L\right)}{\partial t}+▿\left({\rho }_L{\lambda }_L{u}_L{u}_L\right)=-{\lambda }_L▿p+▿\left({\lambda }_L{\mu }_{\mathrm{ef},L}(▿u_L+{(▿u_L)}^T)\right)+{\rho }_L{\lambda }_{L}g-M_{I,\mathrm{LG}}---\left(3\right)$$\frac{\partial \left({\rho }_S{\lambda }_S{u}_S\right)}{\partial t}+▿\left({\rho }_S{\lambda }_S{u}_S{u}_S\right)=-{\lambda }_S▿p+▿\left({\lambda }_S{\mu }_{\mathrm{ef},S}(▿u_S+{(▿u_S)}^T)\right)+{\rho }_S{\lambda }_{S}g-M_{I,\mathrm{LS}}---\left(4\right)$$\frac{\partial \left({\rho }_G{\lambda }_G{u}_G\right)}{\partial t}+▿\left({\rho }_G{\lambda }_G{u}_G{u}_G\right)=-{\lambda }_G▿p+▿\left({\lambda }_G{\mu }_{\mathrm{ef},G}(▿u_G+{(▿u_G)}^T)\right)+{\rho }_G{\lambda }_{G}g-M_{I,\mathrm{LG}}---\left(5\right)$其中，p是压力，μ_ef是有效粘度，g是重力加速度，M_I，LG是气相与液相之间的传动力，M_I，LS是固相与液相之间的传动力；满足兼容性条件的体积分率如下：$\underset{k=1}{\overset{n}{\Sigma }}{\lambda }_k={\lambda }_L+{\lambda }_S+{\lambda }_G=1---\left(6\right)$2)相间作用力方程在模拟过程中，固相和气相作用于液相的曳力可以通过如下公式计算：$M_{D,\mathrm{LG}}=\frac{3}{4}\frac{C_{D,\mathrm{LG}}}{d_G}{\rho }_L{\lambda }_G|u_G-u_L|(u_G-u_L)---\left(7\right)$$M_{D,\mathrm{LS}}=\frac{3}{4}\frac{C_{D,\mathrm{LS}}}{d_S}{\rho }_L{\lambda }_S|u_S-u_L|(u_S-u_L)---\left(8\right)$其中，C_D是曳力系数，d是气泡直径(d_G)或者污泥颗粒直径(d_S)；对于气相与液相之间的曳力系数C_D,LG可以由Schiller‑Naumann曳力模型获得，如下：$C_{D,\mathrm{LG}}=\left\{\begin{array}{cc}\frac{24(1+0.5(1-{\lambda }_G){\mathrm{Re}}^{0.687})}{(1-{\lambda }_G)\mathrm{Re}}{(1-{\lambda }_G)}^{-2.65}& (1-{\lambda }_G)\mathrm{Re}\le 1000\\ 0.44& (1-{\lambda }_G)\mathrm{Re}>1000\end{array}\right.---\left(9\right)$其中，Re是相对雷诺数，可通过如下获得：$\mathrm{Re}=\frac{{\rho }_L{d}_G|u_G-u_L|}{{\mu }_L}---\left(10\right)$对于固相与液相之间的曳力模型C_D,LS可以由Wen‑Yu曳力模型获得，如下：$C_{D,\mathrm{LS}}=\frac{24}{{\lambda }_S\mathrm{Re}}[1+0.15{\left({\lambda }_S\mathrm{Re}\right)}^{0.687}]{{\lambda }_S}^{-0.265}---\left(11\right)$相应的雷诺数可以由下式获得：$\mathrm{Re}=\frac{{\rho }_L{d}_S|u_S-u_L|}{{\mu }_L}---\left(12\right)$另外，垂直作用于固相与气相的相对运动方向上的升力可通过下式获得：M_L,LS＝C_Lρ_Lλ_S(u_S‑u_L)×(▽×u_L)                        (14)3)湍流模型在初步探究多相流模拟运动规律时，我们假定单相流k‑ε湍流模型能够考察本研究的湍流效应，我们假定湍流效应只局限于液相中；液相的湍流粘度可通过k‑ε湍流模型获得：${\mu }_{t,L}=C_{\mu }{\rho }_L\left(\frac{{k_L}^2}{{ϵ}_L}\right)---\left(15\right)$液相的湍动能(k)和能量耗散率可通过下式获得：$\frac{D{\lambda }_L{\rho }_L{k}_L}{\mathrm{Dt}}=▿({\lambda }_L(\mu +\frac{{\mu }_{t,L}}{{\sigma }_{\mathrm{kϵL}}})▿k_L)+{\lambda }_L{\rho }_L(p_{\mathrm{kL}}-{ϵ}_L)+{\lambda }_L{\rho }_L{\Pi }_{\mathrm{kL}}---\left(16\right)$$\frac{D{\lambda }_L{\rho }_L{ϵ}_L}{\mathrm{Dt}}=▿({\lambda }_L(\mu +\frac{{\mu }_{t,L}}{{\sigma }_{\mathrm{ϵL}}})▿{ϵ}_L)+{\lambda }_L{\rho }_L(C_{ϵ1}{p}_{\mathrm{kL}}-C_{ϵ2}{ϵ}_L)+{\lambda }_L{\rho }_L{\Pi }_{\mathrm{ϵL}}---\left(17\right)$其中，Π_kL代表了固相对液相的影响以及分散的湍动程度的预测，Π_εL代表了对固相湍动程度的预测，这都可由Techen理论获得；湍动模型中的参数都取用标准值：C_ε1＝1.44，C_ε2＝1.92，C_μ＝0.09，σ_k＝1.0，σ_ε＝1.3；4)葡萄糖发酵降解动力学模型根据生物厌氧发酵产氢反应中气相和液相的发酵产物，葡萄糖的乙醇型发酵可表示为：C₆H₁₂O₆+H₂O→CH₃COOH+CH₃CH₂OH+2H₂+2CO₂      (18)糖蜜废水中的葡萄糖降解速率遵循Michaelis‑Menten公式，如下：$r=\frac{r_{m}C}{K_m+C}---\left(19\right)$式中，r为葡萄糖降解速率，mol/L·h；r_m为最大降解速率，mol/L·h；K_m为米氏常数，mol/L；C为葡萄糖浓度，mol/L；在正常运行的生物制氢反应器中，底物浓度C<0.0016mol/L，因此有K_m+C≈K_m；所以，经过简化后的葡萄糖表观降解速率为：r_obs＝k_obsC                         (20)式中，r_obs为葡萄糖表观降解速率，mol/L·h；k_obs为表观速率常数，2.06h^‑1；因此，葡萄糖降解速率为：r_obs＝2.06C                      (21)(2)边界条件定义在数值计算过程中，对废水泵入升流式厌氧发酵生物制氢反应器的入口设定为固定流量入口边界条件，边界紊流条件设定为低紊流强度；处理后的混合液流出升流式厌氧发酵生物制氢反应器的出口设定为大气压条件下的静压力出口边界条件；反应器顶部的发酵气体出口边界设定为脱气边界条件；其中，所有其他固体表面，包括挡板、反应器壁均设定为壁面边界条件，对于混合液是无滑移壁面，对于发酵气体是自由滑动壁面；(3)迭代求解利用ANSYS FLUENT 7.0求解器，采用高解析格式求解，其中求解Navier‑Stocks方程采用分离式解法中的SIMPLE算法，均方根残差收敛标准为1.0E‑4，以液相速度参数和湍动能参数作为残差收敛检验窗口，进行稳态迭代计算，直到残差收敛，保存计算结果；(三)后处理：流场信息获取与优化选择将计算结果进行可视化处理，得到不同水力上升流速工况下每个稳态模拟的液相速度场、固相体积分率、发酵气体氢气组分体积分率等详细流场信息，并且根据各流场反馈对制氢系统产氢速率的影响，将模拟得到的不同流态数据进行分析与比较，从而确定最佳水力上升流速，实现升流式厌氧发酵生物制氢反应器内部水力流场的优化设计。