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目录第1章设计概论 (1)1.1设计依据和设计任务 (1)1.1.1设计题目 (1)1.1.2设计任务 (1)1.1.3设计（研究）内容和基本要求 (2)1.1.4设计原始资料 (3)1.2设计水量的计算 (4)1.2.1城市平均日污水量 (4)1.2.2城市平均日公共建筑污水量 (5)1.2.3工业废水量 (5)1.2.4混合污水量 (5)1.3设计水质 (6)1.3.1进水水质 (6)1.3.2排水水质 (6)第2章工艺流程的确定 (6)2.1污水处理中生物方法的比较 (6)2.1.1适用于大中型污水处理厂脱氮除磷工艺 (6)2.1.2生物处理工艺的选择 (9)2.2工艺流程的确定 (10)2.3对各级处理的出水水质估算 (11)第3章一级处理构筑物 (11)3.1格栅 (11)3.1.1格栅的设计 (12)3.1.2设计参数 (12)3.1.3中格栅设计计算 (13)3.1.4细格栅设计计算 (15)3.2提升泵站 (15)3.2.1 选泵 (15)3.2.2 泵房布置 (17)3.3 曝气沉砂池 (18)3.3.1 沉砂池概述 (18)3.3.2 设计概述 (18)3.3.3 曝气沉砂池设计计算 (19)3.3.4曝气沉砂池曝气计算 (21)3.4初沉池设计计算 (21)3.4.1设计参数 (21)3.4.2池体设计计算 (22)3.4.3进水集配水井计算 (23)3.4.4出水溢流堰的设计 (24)3.4.5出水挡渣板设计计算 (25)第4章二级处理构筑物 (25)4.1厌氧池+DE型氧化沟工艺计算 (26)4.1.1设计参数 (26)4.1.2厌氧池计算 (26)4.1.3氧化沟设计 (27)4.1.4进出水系统计算 (29)4.1.5剩余污泥量计算 (30)4.1.6需氧量计算 (30)4.1.7供气量 (31)4.2二沉池 (31)4.2.1设计要求 (32)4.2.2设计计算 (33)4.2.3二沉池进水部分计算 (35)4.2.4出水溢流堰的设计 (36)4.2.5出水挡渣板设计计算 (37)第5章深度处理 (37)5.1深度处理工艺流程 (37)5.2深度处理泵房 (37)5.3机械絮凝池的设计计算 (37)5.3.1设计依据 (37)5.3.2设计参数 (38)5.3.3絮凝池平面尺寸计算 (38)5.3.4絮凝池搅拌设备计算 (39)5.4斜管沉淀池的设计计算 (41)5.4.1设计参数 (41)5.4.2平面尺寸计算 (42)5.4.3沉淀池进水设计计算 (42)5.4.4沉淀池集水系统设计计算 (43)5.4.5沉淀池排泥系统设计计算 (44)5.4.6沉淀池校核 (44)5.5 过滤 (45)5.5.1 池型选择 (45)5.5.2 V型滤池特点及设计参数 (45)5.5.3V型滤池设计计算 (45)5.6消毒设施计算 (51)5.6.1消毒剂选择 (51)5.6.2消毒剂的投加 (52)5.6.3平流式接触消毒池 (52)5.7 计量槽设计 (54)第6章污泥处理系统 (55)6.1浓缩池设计 (55)6.1.1 浓缩池选型 (55)6.1.2 设计参数 (55)6.1.3设计计算 (55)6.2污泥脱水 (58)6.2.1脱水后污泥量 (58)6.2.2带式压滤机的选择 (58)第7章总体布置及高程水力计算 (58)7.1 污水厂的平面布置 (59)7.1.1 污水厂平面布置原则 (59)7.1.2 污水厂的平面布置 (59)7.2 污水厂高程布置 (62)7.2.1 高程布置要求 (62)7.2.2 高程设计计算 (63)第8章供电仪表与供热系统设计 (67)8.1 变配电系统 (67)8.2 监测仪表的设计 (68)8.2.1 设计原则 (68)8.2.2 检测内容 (68)8.3 供热系统的设计 (68)第9章劳动定员 (68)9.1 定员原则 (69)9.2 污水厂定员 (69)第10章工程概预算及运行管理 (69)10.1 工程概算 (69)10.2 安全措施 (71)10.3 污水厂运行管理 (71)10.4 污水厂运行中注意事项 (71)致谢 (71)参考资料 (72)第1章设计概论1.1设计依据和设计任务1.1.1设计题目上海曲阳污水处理厂工程设计1.1.2设计任务根据上海市总体规划和所给的设计资料进行上海松江污水处理厂设计。
立体循环一体化氧化沟(IODVC)导流板结构优化1 引言氧化沟是活性污泥法的一种改良技术，结构简单，依靠表面曝气机械和水下推动装置对混合液进行充氧、搅拌和推流(Rittmann and McCarty， 2004)，混合液在沟道中不断循环流动的过程中完成有机物的去除和脱氮除磷，具有污染物去除率高、出水水质好、运行工况稳定等优点，已成为国内外城镇污水处理厂的主选工艺之一. 实际上，氧化沟的上述性能与其独特的流场特性密切相关(许丹宇等，2010).随着计算流体力学(Computational Fluid Dynamics，简称CFD)技术的快速发展，已有许多学者将其用于氧化沟水力学特性模拟与优化研究，并取得了一定的进展.陈志澜和杨人卫通过流场数值模拟指出导流墙偏置距的合理布设可优化氧化沟工艺的沟道流场分布，并可有效防止反应器内污泥淤积，同时提供了合理的偏置距参数.Yang等(2010)借助滑移壁面模型仿真了氧化沟工艺内部沟道的流场分布，并指出滑移壁面模型可有效定义转碟的水力学行为.陈威和柳溪(2011)则以氧化沟中导流墙的长度、偏置距和半径为研究对象，借助CFD技术确定了各结构参数的最优取值范围.刘玉玲等基于计算流体力学理论与工具提出了一种新型结构形式的导流墙，并指出其可有效减小氧化沟隔墙背后回流区的范围.梁延鹏等采用三维紊流模型对氧化沟进行了数值模拟，发现增加墙体光滑度和导流墙的曲率半径可改善氧化沟的水力特征.Chen等基于CFD数值方法构建了氧化沟的固液、气液两相流模型，对传统氧化沟的水力学优化提供有效工具.然而，传统的氧化沟工艺仍存在占地面积大、能耗高等问题.为此，国内有刘俊新和夏世斌(2002)率先提出了一种新型的立体循环一体化氧化沟(Integrated Oxidation Ditch with Vertical Circle，简称IODVC).与传统氧化沟的平面循环结构不同，IODVC为上下沟道的立体循环结构形式，并与固液分离器一体化，实现沉淀污泥自动回流，因此具有占地面积小、能耗低等特点(Xia and Liu， 2004).IODVC的立体循环结构使其流场特性与传统氧化沟的流场特性有所不同，为其进一步的优化设计与工艺放大，有必要开展基于CFD的IODVC工艺流场模拟与结构优化研究.由前期研究可知，加装导流板可以提高IODVC沟道内混合液整体流速，改善下沟道靠近隔板处混合液的流态分布，但有关导流板的结构形式对IODVC流场的影响尚缺乏深入的研究.为此，本文利用CFD理论与技术，借助Fluent软件平台对IODVC进行二维流场模拟，探究加装双导流板及延长导流板末端长度对IODVC内部流场的影响.2 数值模型的建立2.1 计算域及网格划分运用Fluent前处理软件GAMBIT根据实验中IODVC建立1 ∶ 1数学模型，单导流板IODVC 结构示意图和几何模型如图 1和图 2A所示.装置沟长7 m，沟深1.5 m，有效水深1.4 m;隔板安装高度0.7 m.曝气转刷1个，共12枚叶片，每片直径0.4 m，叶片浸没深度0.12 m，工作转速为30 r · min-1.底部推流器1个，叶片直径0.2 m，安装高度0.1 m.曝气转刷及底部推流器电机功率均为0.75 kW.半圆形导流板半径0.34 m.设置A-A、B-B断面分别作为两侧弯道出口流速监测断面.加装双导流板及延长其末端的IODVC几何模型如图 2B和图 2C所示，在弯道两侧各加装一道半圆形导流板，半径为130 mm，圆心位置不变;并以双导流板半径大小的50%为基准，10%为递增单元，依次增加导流板末端的长度至其半径的130%，然后进行后续建模与结果分析.IODVC模型中流体所在部分为数值模拟的计算范围，转刷叶片只取浸入混合液中部分纳入计算域.此外，本文采用单相流模型模拟混合液在IODVC内流动行为.图1 IODVC结构示意图图2 IODVC几何模型(A. 单导流板; B. 双导流板; C. 延长双导流板) 有关网格划分，许丹宇等(2007)研究认为在氧化沟的不同计算域上应该采用不同类型和密度的网格.本文采用非结构化三角形网格对IODVC不同区域进行了不同密度的网格划分.其中，转刷转动区域内流场变化较为剧烈，采用Interval Size=4 mm的非结构化三角形网格，静止区域采用分块网格划分方式，在包络转刷转动的区域进行适当加密，采用Interval Size=8 mm的非结构化三角形网格，推流器附近区域采用Interval Size=5 mm的非结构化三角形网格，其余静止区域采用Interval Size=10 mm的非结构化三角形网格，全尺度IODVC网格划分在精度意义上满足计算和实际要求.2.2 湍流模型在氧化沟数值模拟中应用较多的湍流模型有k-ε双方程模型和Reynolds应力模型，其中k-ε双方程模型有3种，分别是标准k-ε模型，RNG k-ε模型和Realizable k-ε模型.根据4种湍流模型各自的应用特点，以及前期对IODVC采用不同湍流模型与实验的对比，本文选择RNG k-ε模型进行数值模拟.2.3 边界条件IODVC入口边界根据质量守恒定律和无旋假设，假定流速、湍动能k以及耗散率ε在入口截面上均匀分布.出口边界采用压力出口边界，出口压力设置为当前一个大气压水平.自由液面采用刚盖假定，液面近似为水平面，不考虑液面的波动，压强为标准大气压强值，液面垂向流速为零，其它变量的法向梯度为零.底面和壁面使用Launder和Spalding(1974)提议的标准壁面函数，垂向壁面的水平流速的法向梯度为零，底部壁面的垂向流速的法向梯度为零，满足壁面质量通量为零的条件.曝气转刷采用多重参考系模型，在转刷叶片半径范围内的流体区域建立独立的旋转参考系并定义转轴原点、旋转方向和转速，叶片与该转动区域内流体的相对速度为零，转动和静止区域重合的两个边界设置为interface.推流器借助风扇模型，定义为无限薄的理想推流器，主要作用是使流体获得轴向速度，对其引起的混合液旋转运动不作考虑.2.4 离散方法和求解算法对控制方程组的离散方法采用有限体积法，差分格式采用二阶迎风.求解方法采用Fluent提供的压力基隐式算法对IODVC流场进行稳态模拟，压力-速度耦合方法采用SIMPLE算法.计算中考虑重力影响，重力加速度设置为9.81 m · s-2.收敛标准设置为所有方程的残差绝对值小于10-4.3 数值模拟结果与分析3.1 单导流板IODVC流场模拟与问题分析在氧化沟工艺中，为了获得良好的混合和处理效果，氧化沟中混合液体循环流动的最小流速应该是0.15 m · s-1，而为了防止沟道中污泥的沉积，则沟道中混合液平均流速应该大于0.25 m · s-1(De Clercq et al.，1999).本文借助FLUENT对IODVC进行全沟道模拟后，利用后处理模块将IODVC计算域划分为4个不同流速大小的区域(<0.05、0.05~0.15、0.15~0.25、>0.25 m · s-1)，进而统计各区域比例，得到单导流板IODVC的沟道中混合液的流速分布图(图 3).由图可见，混合液流速小于0.15 m · s-1的区域占总计算域的比例较高，达到41.53%，而相应流速大于0.25 m · s-1的区域占比较低，约为总计算域的32%.由此可见，在此流速分布情况下IODVC沟道内部混合液的整体混合效果不理想，低流速区域的大范围存在可能导致活性污泥的沉降和淤积，从而影响IODVC反应器的处理效果.图 4是单导流板IODVC的速度分布云图.由图可见，在IODVC两侧导流板的凹凸侧、左侧弯道出口处(隔板左侧上方)以及下沟道的上部区域(隔板下方)存在大范围的低速区，这是由于弯道出口处的混合液会由于惯性作用有向外扩散的趋势所致.图3 单导流板时IODVC速度分布图图4 单导流板时速度分布云图(m · s-1)由于IODVC采用上下沟道的结构设置，虽然导流板凹凸侧及下沟道的污泥沉降到底部会被高速循环的混合液冲击而不发生淤积，但大范围的低速区势必会造成回流现象，导致混合液逆向流动而造成动力消耗.为此，本文尝试通过加装双导流板及延长导流板末端长度来解决上述问题.3.2 加装双导流板对IODVC流场的优化研究双导流板的流场速度分布结果如图 5所示.对比图 3可知，双导流板使IODVC沟道中混合液低流速区域占比明显下降，相应高流速区域占比有较大幅度提高，其中混合液流速小于0.15 m · s-1的区域占比由41.53%下降至34%，流速大于0.25 m · s-1的区域占比由32%增加至41.5%，IODVC沟道中整体混合效果明显改善.通过图 6(双导流板IODVC速度分布云图)和图 4对比可知，双导流板可以有效提高下沟道特别是靠近隔板下方处混合液的流速，使下沟道内混合液流速分布更加均匀，减小了此处回流区范围，而且导流板凹凸两侧的低速区域较单导流板有明显改善，特别是在右侧导流板凹凸两侧处，由于高速液流的冲击，使IODVC弯道断面的流速分布更加均匀，混合液在上下沟道的过渡更加平稳，有利于整体流场的稳定.此外，在左侧弯道出口处(隔板左侧上方)，由于双导流板的存在，回流区几乎全部消失.由此可见，双导流板减小了凹侧流道的宽度，改变了弯道处的流场特性，加剧了水流的紊流程度，增大了流速.图5 双导流板时IODVC速度分布图图6 双导流板的速度分布云图(m · s-1)3.3 延长导流板末端长度对IODVC流场的优化研究图 7是导流板末端不同长度时混合液流速大于0.25 m · s-1的区域占比.由图可见，当导流板末端延长至导流板半径的50%~100%时，沟道中混合液流速大于0.25 m · s-1的区域占比随导流板长度增加而增大;继续增加导流板长度，则占比呈减小趋势.其中，当导流板延长的长度等于导流板半径时，流速大于0.25 m · s-1的区域占比达到最大44.21%.图 8为导流板末端延长的长度等于导流板半径时的IODVC速度分布云图.由图可见，当导流板末端延长时，下沟道上部(隔板下方)及右侧弯道出口处的混合液流速较不延长(图 6)时有所提高，低速区范围明显缩减.可见，导流板末端延长的长度等于导流板半径时，IODVC内部流场更加趋于均匀，相应结构的优化更加趋于完善.图7 导流板不同延长长度时流速>0.25 m · s-1 区域占比图8 导流板延长长度等于导流板半径速度分布云图(m · s-1)在上述研究基础之上，进一步分析单导流板、双导流板和延长导流板(其长度等于导流板半径)等3种结构情况下弯道出口A-A、B-B断面流速分布，其结果见图 9.由图 9A可知，与单导流板相比，双导流板的断面流速分布更加均匀，在垂向坐标0.7~0.88 m范围内，流速明显升高，流速最大达到0.2 m · s-1，可有效防止此处形成回流;而延长导流板可使流速进一步提高.随着垂向坐标继续增加，双导流板及延长导流板的流速分布均接近直线上升趋势，其中在垂向坐标1.05 m附近，延长导流板使流速曲线有所波动，可能是导流板的末端和所取断面A-A比较靠近所致.由图 9B可知，在垂向坐标0~0.35 m范围内，三者流速分布相似，但在垂向坐标0.35~0.7 m范围内，对比3条曲线可知，双导流板和延长导流板可使此区域流速均值保持在0.15 m · s-1以上，整个断面流速分布优于单导流板的情况.具体参见污水宝商城资料或更多相关技术文档。
氧化沟奥贝尔氧化沟是延时曝气法的一种特殊形式，一般采用圆形或椭圆形廊道，池体狭长，池深较浅，在沟槽中设有机械曝气和推进装置，近年来也有采用局部区域鼓风曝气外加水下推进器的运行方式。
池体的布置和曝气、搅拌装置都有利于廊道内的混合液单向流动。
通过曝气或搅拌作用在廊道中形成0.25—0.30m/s 的流速，使活性污泥呈悬浮状态，在这样的廊道流速下，混合液在5—15min内完成一次循环，而廊道中大量的混合液可以稀释进水20—30倍，廊道中水流虽呈推流式，但过程动力学接近完全混合反应池。
当污水离开曝气区后，溶解氧浓度降低，有可能发生反硝化反应。
大多数情况下，氧化沟系统需要二沉池，但有些场合可以在廊道内进行沉淀以完成泥水分离过程。
1、氧化沟类型选择本工艺所采用的Orbal氧化沟具有如下工艺特点：1)采用转碟曝气，混合效率较高，水流在沟内的速度最高可达0．6～0．7m／s，水流快速地在外沟道进行有氧、无氧交换，同时进行有机物的氧化降解和氮的硝化、反硝化，并可有效的去除污水中的磷。
中沟与内沟中污水的有机物进一步得到去除降解。
出水水质好。
2)供氧量的调节，可以通过改变转碟的旋转方向、转速、浸水深度和转碟安装个数等多种手段来调节工艺系统的供氧能力，使沟内溶解氧值保持在最佳值，使系统稳定、经济、可靠地运行。
3)污水进入氧化沟。
具有推流式和完全混合式两种流态的优点，出水水质稳定。
对于每个沟道来讲，混合液的流态基本上为完全混合式，由于池容较大，缓冲稀释能力强，耐高流量。
高浓度的冲击负荷能力强；对于3个沟道来讲，沟道与沟道之间的流态为推流式。
有着不同的溶解浓度和污泥负荷，兼有多沟道串联的特征，难降解有机物去除率高。
并可减少污泥膨胀现象的发生。
4)椭圆形沟平面布置有利于利用水流惯性，节约推动水流的能耗。
在曝气过程中。
串联的沟道水流形成典型的溶解氧浓度变化O～1～2(mg／L)，因而自动控制了系统的生物脱氮过程。
外沟溶解氧平均值很低。
5.方茴说：“那时候我们不说爱，爱是多么遥远、多么沉重的字眼啊。
我们只说喜欢，就算喜欢也是偷偷摸摸的。
”6.方茴说：“我觉得之所以说相见不如怀念，是因为相见只能让人在现实面前无奈地哀悼伤痛，而怀念却可以把已经注定的谎言变成童话。
”7.在村头有一截巨大的雷击木，直径十几米，此时主干上唯一的柳条已经在朝霞中掩去了莹光，变得普普通通了。
8.这些孩子都很活泼与好动，即便吃饭时也都不太老实，不少人抱着陶碗从自家出来，凑到了一起。
9.石村周围草木丰茂，猛兽众多，可守着大山，村人的食物相对来说却算不上丰盛，只是一些粗麦饼、野果以及孩子们碗中少量的肉食。
氧化沟结构计算书一、设计概况1．本工程共一组两槽式氧化沟，每组氧化沟总长56.075m,总宽27.15m, 每槽有两廊，每廊净宽6.00m。
设计地坪标高假定为±0.000m(相当于黄海高程309.00m),氧化沟顶标高除表曝机平台面为5.2m 外，其余均为4.6m,沟内底板面标高为-2.1m。
具体尺寸详见施工图。
工程地质资料依据明溪县污水处理厂《岩土工程勘察报告》（由福建省闽中地质工程勘察公司于二00九年二月提供，工程编号：2009-16）。
工程重要性等级为二级，丙类建筑，地基基础设计等级为丙级；设计使用年限50年；建筑场地类别属Ⅱ类，特征周期值为0.35S;抗震设防烈度为6度，设计基本地震加速度值为0.05g,设计地震分组为第一组；2. 荷载：地面堆积荷载标准值取10KN/m2；回填土容重取18KN/m2；作平台、走道板活荷载标准值取2.0KN/m2；污水的重力密度取10.3kn/m3,设备荷载按工艺、设备专业提供的实际值采用。
3．混凝土：垫层C15,其余均为C25;抗渗等级S6.钢筋：HPB235(Φ，fy=210N/mm2);HRB335(Φ，fy=300N/mm2)钢筋混凝土保护层厚度：底板的底面为40mm;底板面层、池壁及梁、柱为35mm;其余为25mm。
基于CFD的新型一体化氧化沟流态模拟研究及能量配置优化的开题报告一、研究背景氧化沟是一种常用的生物反应器，常用于处理废水。
然而，在实际应用中，氧化沟往往面临着水流不均、氧气分布不均等问题，影响了其处理效率。
因此，基于CFD（Computational Fluid Dynamics，计算流体动力学）的流态模拟技术应用于氧化沟中，可以提高氧化沟的处理效率和稳定性。
二、研究目的本研究旨在通过建立基于CFD的新型一体化氧化沟流态模拟模型，对氧化沟内流场和氧气分布规律进行研究，并对氧气输送策略进行能量配置优化，提高氧化沟的处理效率和稳定性。
三、研究内容1. 建立一体化氧化沟CFD模型通过对氧化沟结构、水流状态等因素进行模拟，建立基于CFD的氧化沟流态模拟模型。
2. 研究氧化沟内流场特性通过模拟氧化沟内流场，掌握流动特征、湍流强度等参数，分析水流运动规律，为后续研究提供依据。
3. 研究氧气分布规律通过模拟氧化沟内氧气浓度分布特性，分析氧气分布的规律和影响因素，为提高氧化沟处理效率和稳定性提供支持。
4. 优化氧气输送策略通过对氧化沟内氧气输送策略进行优化，提高氧气利用效率，降低氧气消耗量，提高氧化沟的处理效率和稳定性。
四、研究意义1. 对氧化沟内流场和氧气分布规律进行分析研究，可以提高氧化沟的处理效率和稳定性。
2. 建立基于CFD的氧化沟流态模拟模型，提高氧化沟建设计算的科学性和准确性。
3. 优化氧气输送策略，可以有效地降低氧气消耗量，降低运行成本。
五、研究方法1. 建立一体化氧化沟CFD模型，采用计算流体力学方法对氧化沟进行流态模拟。
2. 采用Fluent软件对氧化沟内流场和氧气分布规律进行模拟和分析。
3. 对优化氧气输送策略进行研究，采用MATLAB等软件编写相应的程序进行模拟和分析。
六、研究计划1. 第一年：建立基于CFD的氧化沟流态模拟模型，并进行模拟计算和分析。
2. 第二年：研究氧化沟内流场特性和氧气分布规律，并制定相应的优化策略。
计算流体力学模型和数值算法优化可压缩流动仿真结果在计算流体力学（Computational Fluid Dynamics, CFD）中，可压缩流动的仿真是一个复杂而关键的领域。
涉及到各种物理现象，如气体的压缩性质、速度和压力的变化以及激波等。
为了准确模拟可压缩流动，需要合适的数值模型和优化的数值算法。
本文将介绍计算流体力学模型和数值算法的优化方法，以提高可压缩流动仿真的结果。
首先，计算流体力学模型是可压缩流动仿真的基础。
最常用的模型是Navier-Stokes方程组，它描述了流体的运动和流动过程中的各种现象。
对于可压缩流动，Navier-Stokes方程组必须考虑气体的压缩性质，即密度的变化。
因此，在模拟可压缩流动时，需要引入一个状态方程来描述气体的压缩性质。
根据气体的类型，常用的状态方程有理想气体状态方程和真实气体状态方程。
对于理想气体，最常用的状态方程是理想气体状态方程，即P = ρRT。
其中P是气体的压力，ρ是气体的密度，R是气体的特定气体常数，T是气体的温度。
这个状态方程适用于气体的压力和密度之间存在简单线性关系的情况，如低速流动。
对于高速流动，真实气体状态方程更为准确。
根据不同气体的特性，真实气体状态方程可以选择为Van der Waals方程、Redlich-Kwong方程等。
在模拟可压缩流动时，数值算法的优化也是至关重要的。
数值算法的选择直接影响了仿真结果的准确性和计算效率。
最常用的数值算法包括有限差分法（Finite Difference Method, FDM）、有限体积法（Finite Volume Method, FVM）和有限元法（Finite Element Method, FEM）等。
这些方法各有优势和适用范围，在优化可压缩流动仿真中需要根据具体情况进行选取。
有限差分法是一种最简单的数值算法，它将连续的微分方程转化为离散的差分方程。
通过在物理空间中选择合适的网格点，并利用中心差分、向前差分或向后差分等方法来近似微分方程，可以得到离散的数值解。
Carrousel氧化沟固-液两相水力特性数值模拟
刘妍妮;蔡亚希;杨晓栋
【期刊名称】《应用力学学报》
【年(卷),期】2018(35)5
【摘要】为研究氧化沟内的固-液两相流,本文采用数值计算的方法,以典型的四沟
道Carrousel氧化沟为研究对象,通过将污泥沉降速率模型与两相湍流混合物模型
耦合,建立了氧化沟固-液两相湍流混合物模型,从而实现了垂向上固-液两相的分离。
模拟结果显示:氧化沟内的污泥浓度变化趋势总体呈现出与水流流速变化趋势相反
的分布规律,即越接近沟底,污泥浓度越大,流速越小;越接近水面,污泥浓度越小,流速
越大。
此外,在大弯道处,形成弯道环流,造成了外弯道的冲刷和内弯道的淤积,大弯道内壁处的污泥浓度整体高于弯道外壁处。
本研究结果对实际工程中防止或减少沟内污泥沉积,提高氧化沟污水处理效率有一定的指导意义。
【总页数】6页(P1152-1157)
【作者】刘妍妮;蔡亚希;杨晓栋
【作者单位】陕西省交通职业技术学院;陕西省土地工程建设集团;西安市自来水有
限公司
【正文语种】中文
【中图分类】TV131.4
【相关文献】
1.多管水力除砂器内液-固两相流的数值模拟
2.水力喷射工具射孔过程液固两相流冲蚀数值模拟
3.厌氧折流板反应器固-液两相流水力特性数值模拟研究
4.卡鲁塞尔氧化沟液-固两相流动混合物模型与两相水力特性模拟
5.倒置液固流化床内液固两相流动特性的数值模拟
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1.1.1 一般反应器的混合搅拌要求生化池需要对水体进行混合搅拌以增强传质效果并防止污泥沉淀，因此需要输入足够的能量。
目前，经常用来衡量对水体输入能量的指标为：单位水体混合功率（又称“能量密度”，W/m3）、流速（m/s）和气水比（每立方米污水供气量）。
在现行规范规程中，对混合搅拌的要求有相应的规定及建议，主要有：对于传统A2/O工艺中的厌氧段和缺氧段，厌氧池和缺氧池的建议混合功率为5~8W/m3［错误！未定义书签。
］；或要求清水条件下单位水体输入功率不低于 4.8W/m3[i]；曝气池的混合搅拌强度为每立方米污水供风量应大于3m3或池底流速大于0.25m/s[ii]等。
由于水力条件的复杂性，目前用来衡量对水体输入能量的指标多来源于工程经验而缺乏足够的理论论据。
能量密度显然与池体型式密切相关，如对于曝气式氧化沟的能量密度约为1~2W/m3[iii]，而搅拌机的制造商也建议将其作为表示最大能耗的标准[iv]；以流速作为衡量污泥呈悬浮状态而不致沉淀的参数具有很大的缺陷，如很多采用氧化沟工艺的污水处理厂直道内易产生污泥沉积现象，近来的研究也表明即使氧化沟内设计流速为0.3m/s时仍存在污泥沉降的可能性[v]，只是目前尚未有更理想的参数加以替代或补充。
生化池内水体的混合搅拌要求除与池体型式密切相关外，与所用设备也有密切关联。
最为典型的是氧化沟，它的水力特性与相关设备的水力学特性是直接相关的，通常也是生产单位产品的特性。
在实践中常常会出现由于设备型号和参数选用不当而导致设计达不到预期效果的情况，这与大多数氧化沟工艺及其拥有的专利和设备密切相关：由于国外公司对专有技术保密，出现了氧化沟技术不断发展，可是用于了解基本工艺的公开技术资料未见增加的现象[vi]。
作为经济有效的搅拌推流设备，潜水搅拌机在污水处理方面的应用十分普遍。
它的搅拌强度与池型、污泥浓度、污泥密度等诸多因素有关。
潜水搅拌机有两种类型，即搅拌型和推流型：前者叶轮直径较小，以射流搅拌为主，适宜各种型式的池体，但动力消耗较大；后者叶轮直径较大，以循环推流为主，常被称为“液下推进器”或“潜水推进器”，动力消耗较小，适用于水力循环型的反应器。
Numerical Simulation of A CombinedOxidation Ditch Flow Using 3D k-Turbulence Model1Lin Luo Weimin LiState Key Lab of Hydraulics College of Municipal ConstructionSichuan University and Environmental EngineeringChengdu, P. R. China 610065 Chongqing Universityluolin@ Chongqing, P. R. China 400045Rongsen Deng Tao Wang College of Municipal Construction College of Municipal Constructionand Environmental Engineering and Environmental Engineering Chongqing University Chongqing University Chongqing, P. R. China 400045 Chongqing, P. R. China 400045AbstractThe standard 3D k- turbulence model was applied to simulate the flow field of a smallscale combined oxidation ditch. The moving mesh approach was used to model therotor of the ditch. Comparison of the computed and the measured data is acceptable.A vertical reverse flow zone in the ditch was found, and it played a very important rolein the ditch flow behavior. The flow pattern in the ditch is discussed in detail, andapproaches are suggested to improve the hydrodynamic performance in the ditch.1 IntroductionAs a high performance, space-saving wastewater treatment facility, the combined oxidation ditch has significant advantages for small residential communities. The whole wastewater treatment process, including aerobic bio-chemical degradation, solid-liquid separation, active sludge recirculation, etc., can be finished in one tank. The flow in the ditch is driven and aerated by the rotor, and no other external forces are needed. The ideal flow pattern in an oxidation ditch is plug flow and no recirculation, and velocity should be greater than 0.3m/s to avoid solid material settling. Since the flow pattern in the ditch is very complicated, its hydrodynamic characteristics play a very important role in the design. Researchers have done some investigations on hydrodynamic simulation in oxidation ditches. Bob De Clercq et al (1999)[1], Stamou (1994, 1997) [2,3], and Lesage et al (2003) [4] studied simple hydrodynamic features in the oxidation ditch by using a 1D model or models with hydrodynamic effects. Stamou (1993) [5] applied the 2D vertical averaged k- turbulence model in an oxidation ditch simulation. In this paper, the authors use the 3D k- turbulence model to simulate the flow field in a small-scale operational ditch, and the simulated results are found to be acceptable by comparing with1 Support by the Ph.D. Station Funding Program (Grant No. 20010610023) and the Sino-Finnish Scientific andTechnological Cooperation Program.measured data. Based on the numerical simulation, detailed discussion follows and a possibly improved approach is suggested.2 GOVERNING EQUATIONSFigure 1 Diagram of the computed oxidation ditch (unit: mm)Flow field equationsThe Reynolds-averaged, Navier-Stokes equations, governing the three-dimensional, steady, incompressible flow in the combined oxidation ditch that is shown in Figure 1, are as follows: Continuity equation:0 =∂∂iiX U (1)Momentum equations:()∂∂+∂∂∂∂+∂∂−=∂∂i j j i t ji j i j X X X X P X U U U U νρ1 (2) where the subscripts i, j = 1, 2, 3, P is the pressure, U i is the velocity component in i direction, X i is thecoordinate component in i direction, t ν is the eddy viscosity, and ρ is the density of water. k- turbulence modelThe t ν in the above equations is determined with the k- turbulence model (Rodi, 1980) [6]:ενµ2k C t = (3)where the t ν is related by the turbulent kinetic energy, k , and the rate of its dissipation, .The distribution of k and are calculated from the following semi-empirical modeled transport equations: k equation:εσν −+ ∂∂∂∂=∂∂G X k X X k i kt i i iU(4)equation:k C G k C X X X i t i i i 221 εεεσνεεεε−+ ∂∂∂∂=∂∂U (5) where G is the production term of turbulent energy by the mean velocity gradients:j ii j j i t X X X G∂∂∂∂+∂∂=U U U ν (6) The standard values of the k- turbulence model constants are used (Launder, 1972) [7]: C =0.09, C 1 =1.44, C 2 =1.92, k σ=1.0, and εσ=1.3.3 Computational domainThe computed case is a small-scale operational combined oxidation ditch. It has a volume of 94m 3, awidth of 1.2m and depth of 3m; the straight part of both sides is 12m long, and the radius of the semi-circle part is 1.32m. The central wall is 0.25m in width with 0.125m radius semi-circle ends. The diagram of the ditch is shown in Figure 1. Since the wastewater flow rate (300t/d=0.00347m 3/s) is relatively small compared with the average design velocity in the ditch (0.3m/s), the inflow and outflow were not counted in the computation. Regardless, Stamou (1993) found that the inflow and outflow have little effect on the flow field in the ditch. A mechanical rotor was the only power source to drag the ditch flow. It maintains the movement of the mixture of liquid and suspended solid in the ditch, and provides intensive aeration to meet the oxygen demands of bio-chemical reactions in the wastewater treatment process. There are 6 groups of rotor blades along the rotating shaft, and 12 blades for each group. The angle between blades in the same group is 30 degree, and the adjacent groups are staggered, or at 15 degree angles with its neighbors. The shaft axis is 0.2m above the water surface, and the blade’s radius is 0.5m and its width is 0.1m. The deepest submerged part of a blade is 0.3m. For a given computed moment, there are 4 and 5 blades submerged in liquid for every 3 other groups of blades. The angular velocity of the blades is 62rpm.Stamou (1993) used the x-directional momentum component to model the rotor power induced in his 2D simulation. In this study, moving meshes were created to directly reflect the drag in the fluid, and no other empirical approach was needed to model the power source. The moving meshes were built to encase the blade part submerged in the water. As shown in Figure 2, the part-cylindrical moving zone is 0.14m in width, i.e. 0.02m spaces between the side edge of the blades and the sidewalls of the zone on both sides. The outer wall of the zone is 0.04m from the blade tips. Each zone is 0.04m apart, and the distance between the first and the last zones and the side- and the central-walls of the ditch are 0.08m. The sidewalls, the outer wall, and the surface of each zone form a complete moving zone. 6 moving zones are needed for 6 groups of blades. The sidewalls and the outer wall serve as the interfaces between the moving and the fixed mesh, which are the main sources of the drag force. Blades are built as baffle faces in the zone, or the blades are zero-depth solid surfaces in the computational domain (GRIDGEN user manual version 15, Pointwise, Inc., 2003). The blade surfaces are considered as moving walls, and the non-slip condition was set for them.The bottom surface of the solid-liquid separator (shown in Figure 1) was considered as the computational domain boundary, and all of the other parts of the separator were ignored.The moving meshes and the fixed mesh of the ditch compose the computational domain. The whole meshes are unstructured, totaling 660826 tetrahedral cells. The averaged cell volume is 1.46x10-4m3, and the averaged tetrahedral edge length is 0.107m. The grid system was built by the commercial CFD grid generation package, GRIDGEN.Figure 2 Blade and moving mesh setup4 Boundary conditionsThe slip wall boundary condition was applied at the water’s surface, and the rigid-lid assumption was adopted.The bottom surface of the solid-liquid separator is set as a slip wall condition.For all of the walls, the non-slip boundary condition was supplied, including the bed, the side- and the central-walls of the ditch, and the blade surfaces.The interface conditions were given between the moving and the fixed meshes.In order to simplify the computation, and refer to the Stamou’s work (1993), neither inflow nor outflow was considered in this case.5 The software packageThe FLUENT package was chosen for implementing this case study. Segregated solver and the control-volume-based discretization scheme were used. All of the parameter settings hold their default values in FLUENT, as shown in Table 1. With a PC equipped with a Pentium III 500MHz CPU, the total CPU time for a converged solution was about 24 hours, or 1400 iteration steps.Table 1 Parameters setup in FLUENTUnder-relaxation factors DiscretizationEquation Value Equation Scheme Pressure 0.3 Pressure StandardDensity 1.0 Pressure-velocity coupling SIMPLEBody forces 1.0 Momentum First order upwind Momentum 0.7 Turbulence kinetic energy First order upwind Turbulence kinetic energy 0.8 Turbulence dissipation rate First order upwind Turbulence dissipation rate 0.8Turbulence viscosity 1.06 Result and discussionFigure 3 Sampling point locationsMeasurements were carried out in the computed ditch. A rotating fan velocimeter was used in the measurements. The velocity magnitude was probed at several sampling points, located at three different layers, the higher layer – 0.4m below water surface, the middle layer – 1.5m below water surface, and the lower layer – 0.4m from the ditch bed. The sampling points at every cross-section were located at the one- and two-third positions of the ditch width. The location details and numbering are shown in Figure 3. Figures 4-a to 4-j present the computational velocity profiles and the measured data. As seen in the figures, most of the computational results agreed well with the measured data. For those discrepant points, such as part points on line 1, 2, 11, 12 and 14, they were located near eddy areas. That means the velocity probing could be difficult and uncertain. Hence, the agreement between the measured data and the computational results is acceptable and good enough to support the numerical modeling and the assumption made earlier.Figure 4-a Calculated velocity profiles and measured dataFigure 4-b Calculated velocity profiles and Figure 4-c Calculated velocity profiles and measured data measured dataFigure 4-d Calculated velocity profiles and Figure 4-e Calculated velocity profiles and measured data measured dataFigure 4-f Calculated velocity profiles and Figure 4-g Calculated velocity profiles and measured data measured dataFigure 4-h Calculated velocity profiles and Figure 4-i Calculated velocity profiles and measured data measured dataFigure 4-j Calculated velocity profiles and measured dataFigure 5-a Velocity distribution at the higher layer (z=2.6m)Figure 5-b Velocity distribution at the middle layer (z=1.5m)Figure 5-c Velocity distribution at the lower layer (z=0.4m)In order to get the whole picture of the flow phenomenon in the ditch, Figure 5-a to 5-c plot the velocity magnitude, the velocity vector projection on the horizontal planes and the vertical velocity contours at the three sampling layers, respectively. Several vortex areas are found: two right after each bend, which agrees with Stamou’s 2D simulation (1993), and one at the lower part of the blade side near x=8m position. The existing recirculation can affect the efficiency of the ditch badly. For 3D understanding of the ditch flow, the X velocity contours at different cross-sections are shown in Figure 6. Combining Figure 5 and 6, it is seen clearly that a vertical reverse flow zone appears right before the far end bend from the blade, which could not be simulated in a 2D situation.Figure 6 X velocity contourIt is should be noted that the velocity values were less than 0.3m/s in a lot of areas, which is the design fluid velocity to prevent settlement of the suspended solid (SS). In addition to the reverse flow zones, the small velocity magnitude values appeared at the lower part on the rotor side and the higher part on the opposite side. The slow flow on the lower part of the rotor side came from the push of the vertical reverse flow mentioned above. Meanwhile, the vortex dragged the upper strong flow into the lower part of the ditch, resulting in the higher speed flow on the other side of it. After the second bend, or the bend before the rotor, the blades dragged the flow up and accelerated it again. Due to the flow pattern described here, the outflow zone – solid-liquid separator intake – could be the heaviest SS laden part in the ditch, and the slow flow in the ditch could be the inducement of the SS settlement. In fact, the sedimentation was observed in the areas mentioned above, especially on the bed right under the blade, during the operation of the ditch. The authors believe that the main reason of the SS settlement is the existence of the vertical reverse flow zone. The floating SS in the outflow was found during the operation, too. The higher velocity near the solid-liquid separator intake should be the reason: the SS was flushed out by the rapid flow.7 Conclusion remarks1. A small-scale combined oxidation ditch flow was simulated by the 3D standard k- turbulencemodel, and the computed result was found to be acceptable by comparing it with the measured data.2. A vertical reverse flow zone was found in the simulation, which affected the flow pattern greatly.3. The slow flow areas appeared at the lower part of the rotor side and the higher part of the other side,which are not suitable for an ideal ditch flow.4. The outflow intake could be arranged on a higher position to improve the solid-liquid separationefficiency.5. 3D simulation should be a good supplement for improving the hydrodynamic performance inoxidation ditch designs.Accuracy Laser Doppler Velocimeter (LDV) measurement for a model ditch is being proposed, by which researchers can explore the flow phenomenon and validate the numerical simulation in much more detail. It is hoped that numerical simulation can provide a powerful tool for future oxidation ditchdesigns.11R e f e r e nc e s[1] Bob De Clercq et al (1999). Calibrating simple model for mixing and flow propagation in waste water treatment plants. Water Science and Technology , 39(4):61–69.[2] Stamou, A. I. (1994). Modeling oxidation ditches using the IAWPRC activated sludge model with hydrodynamic effects. Water Science and Technology , 30(2):185-192.[3] Stamou, A. I. (1997). Modeling of oxidation ditches using an open channel flow 1-D advection-dispersion equation and ASM1 process description. Water Science and Technology , 36(5):269-276.[4] Lesage N., Sperandio M., Lafforgue C., and Cockx A. (2003). Calibration and application of a 1-D model for oxidation ditches. Chemical Engineering Research & Design , 81(A9):1259-1264.[5] Stamou, A. I. (1993). Prediction of hydrodynamic characteristics of oxidation ditches using the k- turbulence model. 2nd Int. Symposium on Eng. Turbulence Modeling and Measurements , Florence, Italy, 261-271.[6] Rodi, W. (1980). Prediction method for turbulent flows . McGraw-Hill International Book Company, New York, USA.[7] Launder, B. E. and Spalding, D. B. (1972). Lectures in Mathematical Models of Turbulence. Academic Press, London, England.。
