中空纤维膜接触器的计算流体力学模拟

中空纤维膜组件壳程流动的数值模拟
杨毅;王保国;彭勇
【期刊名称】《化工学报》
【年(卷),期】2008(59)8
【摘要】利用随机顺序添加算法(RSA)建立了中空纤维膜组件壳程三维几何模型,研究了膜组件壳程复杂结构条件下的流体力学特征,进行了组件壳程流动的数值模拟.通过与实验数据及现有经验关联式的比较表明,在低Reynolds数下,基于上述几何模型的数值模拟可较好地预测膜组件的传质特性,能够替代经验关联式,为具有特定几何结构的膜组件和膜过程设计提供依据.模拟结果表明,膜丝轴向的非平行分布导致的径向流动能够消除局部沟流和死区带来的影响,合理地安排膜丝沿组件轴向的排布方式是提高组件分离性能的潜在手段之一.
【总页数】7页(P1979-1985)
【作者】杨毅;王保国;彭勇
【作者单位】清华大学化学工程系,北京,100084;清华大学化学工程系,北
京,100084;清华大学化学工程系,北京,100084
【正文语种】中文
【中图分类】TQ028.8
【相关文献】
1.中空纤维膜组件壳程传质的研究进展 [J], 刘俊;陈冰冰;梁力锦
2.单进口中空纤维膜接触器壳程流动特性的测定与改进 [J], 王颖;王国强;张慧峰;
蔡荣华;姚颖;刘伟;张雨山
3.装填分率对中空纤维膜组件壳程传质性能的影响 [J], 李利君;刘丽英;丁忠伟
4.中空纤维膜组件内纤维束间流体流动状况研究 [J], 李锡源;张晓东
5.旋流强化中空纤维膜组件结构优化及壳程流动研究 [J], 张婷;李传玺;郭凯;张会书;冯爱国;刘春江
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中空纤维膜组件壳体流体分布与阻力研究庄黎伟;郑鹤立;许振良;魏永明;杨虎;马晓华;汤初阳;李金荣;宋振;郑安丽【摘要】采用计算流体力学(CFD)和辅助实验的方法,在操作流量范围内(4.62～20m3/h),研究了中空纤维膜组件壳体的流动分布和各部件阻力.研究结果显示:壳体各部件的阻力随着体积流量的增大而增大,且增速均不断提高;顶部胶水层的阻力曲线较其他部件,更接近线性.随操作流量的提高,顶部胶水层阻力占总能耗的比例不断下降,而其余部件则相反.整个壳体惯性阻力系数较高,所以在实际操作过程中,高流量运行会降低总能耗分配于过滤推动力的比例.底部分布器造成不均匀的初始流动分布,但分布的均匀性会随着高度的增大而变好.在组件正常操作流量范围,壳体内速度分布仅与几何结构有关,与操作流量无关.【期刊名称】《膜科学与技术》【年(卷),期】2018(038)003【总页数】9页(P25-33)【关键词】中空纤维膜组件;CFD;流体分布;阻力【作者】庄黎伟;郑鹤立;许振良;魏永明;杨虎;马晓华;汤初阳;李金荣;宋振;郑安丽【作者单位】西陇科学股份有限公司,汕头515000;化学工程国家重点实验室,华东理工大学膜科学与工程研发中心,上海200237;西陇科学股份有限公司,汕头515000;西陇科学股份有限公司,汕头515000;西陇科学股份有限公司,汕头515000;西陇科学股份有限公司,汕头515000;西陇科学股份有限公司,汕头515000;西陇科学股份有限公司,汕头515000;西陇科学股份有限公司,汕头515000;西陇科学股份有限公司,汕头515000;西陇科学股份有限公司,汕头515000【正文语种】中文【中图分类】TQ051.8;TQ021.1目前，膜领域的一大重要挑战[1]在于膜工程：即优化膜组件内流体力学环境和质量传递过程，理解并减少应用时膜组件的结垢和堵塞，得到膜和组件如何安装的可靠方法，并实现组件的放大.相对于膜技术中的材料，这些问题很少受人关注，但却是解决当前膜组件能耗高、产量低、寿命短问题的关键切入点之一[2].在所有的膜组件型式中，中空纤维膜受关注最多[2]，应用也最为广泛.这得益于其自支撑、高装填密度以及高比表面积的特点.关于中空纤维膜组件的报道，最早见于1966年陶氏化学的Mahon发表的专利[3-4].在制造高性能中空纤维膜组件的过程中，膜工程问题尤为突出.膜组件的性能常常低于依据单根中空纤维膜性能所得预测值.首先，作为成千上万根膜丝的装载体，高压壳体本身会造成阻力，总跨膜压差中用于渗透和管壳程流体输运的能耗比例未达100%，然而，高压壳体损耗占总能耗的比例，单从文献调研来看，不得而知；其次，膜壳体两端的分布器，进出口以及其他内构件的存在，使整个组件内的流场区别于沿组件长度方向的平推流，即每个膜丝所处的流体力学状况存在差别.综上所述，整个膜组件的性能是大量中空纤维膜丝和高压壳体共同作用的体现.结构合理的中空纤维膜组件，其高压壳体的阻力要尽量低，即提高有效能耗的比例，同时进出口以及分布器的结构能保证一定的流动均匀性，即保证每根中空纤维膜丝对组件性能的贡献相对均等.现有文献中有大量关于单根中空纤维膜丝性能[5-9]以及整个组件性能[10-14]的研究，而关于高压壳体性能的报道几乎没有.因此，本文从未装有膜丝的高压壳体入手，通过实验测试以及数值模拟方法研究高压壳体各部件的阻力以及壳体内部的速度分布，建立对中空纤维膜组件高压壳体性能的认识.1 CFD模拟1.1 组件结构图1为未装有中空纤维膜丝的高压壳体，左边和中间分别为ProE作出的外部形状以及内部结构图，右边为实验所用有机玻璃壳体.壳体总长1.8 m，中间腔体长1.24 m，内径0.2 m，中心杆0.032 m.原水从底部侧边进口进入底部端盖，经过底部分布器，进入中间壳程，流体沿轴向爬升至顶部分布器，浓缩液从竖直向上的浓水出口排出，渗透液经过顶部胶水层，于顶部端盖处汇聚，最终从侧边渗透液出口离开.本文仅研究外压式全量过滤时组件的性能，故顶部浓缩液出口封闭.在实际操作过程中，通过调节阀门的开关，本组件还可以进行错流过滤，反洗，正洗，或者从底部通气，实现气擦洗.图1 高压壳体结构Fig.1 Structure of the pressurized cartridge1.2 几何模型建立及网格划分图2左边为根据组件实际尺寸建立的几何模型，右边从下到上分别为底部端盖和分布器，中间壳程，顶部端盖和分布器的网格分布图.由于壳体具有平面对称特征，所以沿XZ平面将组件一分为二，取其一进行研究.其中，底部和顶部端盖采用四面体非结构化网格，以适应平滑过渡的曲面；由于几何结构复杂，两端的分布器被分割成多个子区域，然后布置五面体和六面体棱柱的结构化网格；中间壳程空间结构规整，采用六面体棱柱网格进行填充.当整个计算域网格数分别约为189万、341万和640万时，相同操作流量(15.5 m3/s)下组件进出口压差分别为36 880 Pa、361 21 Pa和35 540 Pa，相邻数据间相差在3%以内.然而，相对于189万网格，当采用341万网格时，进出口端盖和分布器附近网格质量更好.因此，采用341万的网格划分方式，兼顾计算精度和效率.图2 计算域及网格Fig.2 Computational domain and mesh当壳体内装有中空纤维膜丝时，膜丝末端有50 mm长度浸没于顶部胶水层中，膜丝出口与顶部端盖空间联通.然而，当制作空壳时，需要将膜丝切割去除，存在于顶部胶水层中的部分仍保留，所以胶水层中有接近10 000个小孔，孔径约为0.7 mm，与中空纤维膜丝内径相同.流体通过如此细微的通道需要精细的网格，而10 000个小孔使得该区域的网格数倍增，计算负担过重.因此，本文引入多孔介质模型，将该通有小孔的胶水层等效成一块具有相同孔隙度的多孔介质，并设置相应的阻力系数.首先，根据胶水层的结构特点，可以取图3的几何模型研究两端压降和表观流速的关系，从而得到黏性阻力和惯性阻力系数.图3中几何模型横截面为15°的扇形，均匀排布422个直径为0.7 mm，长度为50 mm的圆形通道，两端分别有30 mm长的扇形通道，整个几何模型网格数为142万.设定不同的表观速度，通过模拟得到进出口的压差，最后拟合得到压差和表观速度的关系式，从而得到胶水层的黏性阻力和惯性阻力系数.1.3 控制方程及求解根据高压壳体内流体流动雷诺数(最低流量为4.62 m3/s，此时以壳体直径为特征尺寸，计算所得雷诺数约为8×103)可以判断，壳体内为湍流.在项目探索过程中，发现使用k - ω湍流模型，计算各残差收敛性较好.原因在于，中空纤维膜组件壳体内存在复杂内构件，如分布器，流体经过障碍物时存在绕流，经过狭窄通道时存在剪切，而k - ω湍流模型适合描述该类流动.假设壳体内为定态不可压缩流动，则对应连续性和动量方程分别为：图3 多孔介质等效模型Fig.3 Equivalent porous media model(1)(2)式中,为流体速度，ρ为流体密度，p为压力，μ为流体运动黏度.湍流黏度μt=ρk/ω可以通过求解湍流动能k和比耗散率ω的输运方程得到：(3)(4)式中,S为平均应变率张量，模型常数σk=σω=2，α=0.556，β=0.075，β*=0.019[15].对于胶水层，由于通道尺寸仅为0.7 mm，进口流量上限值(20 m3/s)对应的胶水层通道内流动雷诺数仅为1×103，所以可认为胶水层内为层流.同时，由于将胶水层等效成多孔介质，所以，胶水层内流体流动的连续性方程和动量方程分别为：(5)(6)方程(6)最右边两项分别代表黏性阻力和惯性阻力造成的动量损失.Km为渗透系数，等于黏性阻力系数的倒数，λ为胶水层孔隙度，C为惯性阻力系数.底部进口设为速度入口，方向垂直于入口横截面，大小根据进口流量确定.进口处湍流边界条件根据两个参数决定，即水力直径和湍流强度，其中水力直径等于入口直径，湍流强度根据I=0.16(Reinlet)-1/8确定，Reinlet为入口雷诺数.顶部渗透液出口设为压力出口，压力设为0 Pa，湍流边界条件设置与进口一致.其余固体壁面设为无滑移壁面.由于顶部胶水层多孔介质内流动方向为轴向，所以径向的黏性和惯性阻力系数为轴向的10倍，以保证流动沿轴向.模拟流体为25 ℃的纯水.方程的离散和求解借助基于有限体积法的商业软件Fluent6.3.26，压力速度以SIMPLE算法进行耦合，压力离散为二阶格式，动量、湍流动能和比耗散率的空间离散均为二阶迎风格式，求解过程中，压力、动量、湍流动能和比耗散率的亚松弛因子分别为0.3、0.7、0.8和0.8.计算终止时，连续性、速度、湍流动能和比耗散率残差均低于10-4，进出口流量达到稳定.2 压降实验2.1 实验装置组件外部壳体的压降实验流程见图4.壳体全身由有机玻璃制成，上下端盖与中间壳体通过抱箍进行固定.所有管路为DN50的UPVC管，并配有弯头，三通管，活接用于连接管路和接入球形阀及闸阀.整个管路通过金属架进行固定，防止运行过程中管路晃动.进出口均安装压力表(量程0～0.1 MPa，精度1.6级)，用于测定进出口压差.流量通过GF浮子流量计进行显示，量程3～30 m3/h，精度4级.管道泵型号为IRG - 65 - 160，额定功率为3 kW，流量25 m3/h，扬程20 m，由于运行过程中存在一定振动，所以通过膨胀螺丝将其固定在地板上.实验为全量过滤，浓水端出口关闭.图4 实验流程图Fig.4 Diagram of experimental setup2.2 实验步骤如图4安装好设备并进行检查，测定水温T1.开启闸阀和下方球形阀，关闭上方球形阀，使流体按图4流程方向流动，模拟超滤过程.进行全量过滤的进出口压力测量，调节闸阀开度，观察转子流量计，待流量稳定.在流量范围内(4.62～15.5m3/h)，选择若干流量工况(4.75、6、7.6、9.25、11.25、13和15.5 m3/h)，读取压力表读数.关闭管道泵，调节阀门，通过虹吸将壳体及外接管道内的水引流至循环储水槽，并不断将水排至下水道.在每个操作流量下，重复实验3次取平均值，得到进出口压差.3 结果与讨论3.1 模拟结果的实验验证图5给出了壳体进出口压降的实验值与模拟值.两者相差在10%以内，验证了数值模拟结果的合理性.然而，在7种流量工况下，实验值始终高于模拟值，这可能是由于实验所用组件壳体结构与所建几何模型还存在一定差别，如底部分布器上端还黏连有一定长度的中空纤维膜丝，可能还造成一定的阻力.另外底部分布器的取向还与几何模型存在大约10°左右的偏差，这些都是源于实验加工的局限性，都可能是实验值高于模拟值的原因.总体上模拟值与实验值吻合较好，且规律类似，比如随着体积流量的增大，压降不断增大，且增速不断提高.然而，这有悖于中空纤维膜组件内为层流的基本经验，原因在于空壳本身流动通道尺寸远大于装有膜丝时的通道尺寸，雷诺数较高(最低流量为4.62 m3/s，此时以壳体直径为特征尺寸，计算所得雷诺数约为8×103)，从而使空壳内部流动存在湍动.同时，进出口以及上下分布器造成的局部阻力也主要是惯性阻力.因此，才呈现出图5中空壳体的压降随流量的变化关系.中空纤维膜渗透过程为细通道流动和多孔膜内爬流的结合，该过程阻力主要为黏性阻力，即压降与流量呈线性关系.由此说明，在操作流量较高时，进出口以及分布器所造成的阻力损失占总能耗的比例会增加，因而优化组件的外壳结构，降低局部阻力，有十分重要的意义.图5 壳体进出口压降的实验值与模拟值Fig.5 Experimental and numerical pressure dropbetween the inlet and outlet of the cartridge3.2 各部件阻力为了分析各部件阻力，取图6中各取样面采集压力数据.其中进口(Z=0.025 5 m)至Z=0.081 m为进口损耗，Z=0.081～0.22 m为底部分布器损耗，Z=0.22～1.5 m为中间空腔损耗，Z=1.5～1.61 m为顶部胶水层损耗，Z=1.61 m至出口(Z=1.5585 m)为出口损耗.首先得到各横截面面积平均总压(动压+静压)，然后作差，最后扣除水位造成的压降，得到各部件的阻力.图6 组件取样横截面Fig.6 Sampling cross sections of the module如图7所示，壳体各部件的阻力随着体积流量的增大而增大，且增速均不断提高，说明各部件阻力中惯性阻力占有很大份额，尤其是在流量较高时.然而，顶部胶水层的阻力曲线较其他部件，更接近线性.这是由于胶水层内部有近10 000个直径为0.7 mm的孔道，与流体的接触面大且孔道细微，黏性阻力占整个阻力的主要部分，虽然流体进入和离开多孔介质时发生流道的收缩和扩张造成了一定的惯性阻力，但仍不及黏性损耗.对于其他部件，如进口，流体从直径约为50 mm的进口进入底部端盖，发生流道的扩张，虽然扩张处作了倒角的平滑处理，但是仍无法避免在端盖内形成涡旋，而且，入口高速流(流量为20 m3/h，入射速度约为2.83 m/s)撞击进口对面的端盖壁面，也会造成流体剧烈的湍动，从而提高进口的惯性阻力.同理，出口处流道的收缩也会造成一定的惯性阻力.作为底部端盖和中间壳程的衔接部件，底部分布器中通道曲折，由于流体经过时发生流道收缩，扩张以及流向的变化，也会造成一定的惯性阻力.图7 各部件阻力随体积流量的变化Fig.7 Pressure loss of individual part versus volumetric flow rate不同体积流量下，各部件阻力占总能耗的比例见图8.由图8可知，顶部胶水层阻力比例最大，平均占50%以上，其次是底部分布器，约占20%左右，剩下损耗由进口和出口造成，且两者很接近，而中间壳程，主要是直管阻力，所以可以忽略不计.由此可知，顶部胶水层造成了大量的无效阻力，而胶水层作为隔绝膜丝管壳程以及固定膜丝的部件，应该将厚度控制在较低范围内.随着体积流量的增大，顶部胶水层阻力的比例不断降低，而其他部件均不断升高.这种现象与各部件阻力的成分有关.顶部胶水层主要造成黏性阻力，与体积流量呈1次方关系，而其他部件主要为惯性阻力，与体积流量呈平方关系，在流量较低时，顶部胶水层阻力高于其他部件的损耗，随着流量增高，虽然各部件阻力都增大，但是顶部胶水层阻力的增速明显低于其他部件，所以呈现出图8中损耗比例此消彼长的现象.图8 各部件阻力占总损耗的比例随体积流量的变化Fig.8 Pressure loss ratio of individual part to the whole cartridge versus volumetric flow rate图9 实验与模拟所得组件压降随流量的变化关系[16] Fig.9 Pressure drop of the module at different volumetric flow rate based on experiment and simulation[16]实际组件中，装填大量中空纤维膜，原水渗透形成的阻力为黏性阻力，且占整个组件总阻力的很大比例(在操作流量范围内，约为70%～90%)，因而针对实际组件作类似图5的进出口压降-流量曲线时，几乎呈线性，如图9所示[16].由此可见，仅研究实际组件不易发现组件能耗随流量变化的非线性成分，即惯性阻力导致的能耗，从而无法根据能耗 - 流量曲线判断各部件结构的合理性.而且，根据前期研究发现[17]，恒压全量过滤中，由于污垢不断积聚和通量不断降低，中空纤维膜组件分布器以及其他部件造成的能耗占总能耗比例会不断降低，因而难以评判分布器以及其他构件的性能.因此，以组件空壳为研究对象，有助于判断组件无效能耗是否过高，并据此优化组件结构.3.3 组件内部流场图10给出了壳体内压力和速度的轴向分布云图，以体积流量7.6 m3/h为例.其中，左边两幅分别为压力云图的正视图和侧视图，右边两幅分别为速度云图的正视图和侧视图.由图10的压力云图可知，壳体压力自底部到顶部不断降低，这主要是由于将流体输送至高处需要克服重力以及黏性惯性阻力，而且，通过对比图10壳体进出口压降以及图7中对应体积流量下的阻力可知，克服重力的能耗占总能耗的主要部分，但是由于实际应用时，组件处于循环系统，克服重力造成的损耗可以在流体下落时得到补充，所以在计算各部件阻力时，应扣除克服重力造成的损耗.需要注意的是，在靠近壳体顶端时，压力存在骤降的现象，这是由于该处胶水层造成了很高的压降.图10 壳体内压力和速度的轴向分布Fig.10 Axial distribution of pressure and velocity field in the cartridge由图10的速度云图可知，进出口速度远高于中间壳程的速度，且底部分布器通道内也存在高速区，而对于顶部端盖以下的高速区，主要由顶部胶水层的低孔隙度造成.由此可知，壳体内通道尺寸不一，取向存在变化，导致流道收缩扩张以及流向的改变，都会增加惯性阻力.由速度云图的侧视图(右图)可知，流体穿过分布器进入壳体内部时，可以调整分布器结构，使流体入射角度调整为斜上方，消除由垂直入射导致的壳体底端死区.图11给出了壳体各横截面内速度的分布云图，同样以体积流量7.6 m3/h为例.Z=0.22 m的横截面上，存在6个圆形高速区，并且近壁面处也存在6个高速区.因为该处距离底部分布器较近，流体经过6个圆孔以及6个狭槽，形成了局部高速区.在实际组件中，此类局部高速撞击膜丝，一方面会产生强剪切，抑制膜表面的浓差极化和结垢；另一方面，撞击造成的动压向静压的转化，会在壳程发生撞击区域形成局部高压区，提高局部通量[11].当流体运动至Z=0.5 m时，局部高速区由分散变为聚集，对照图10可知，该高速区主要是由侧边进口的高速流体撞击底部端盖后几经反弹，形成了如图的高速区，说明就流动均匀性而言，侧边进料方式存在缺陷.在Z=1 m的平面上，高速区扩大，且横截面最高速度相较于Z=0.5 m时有所减小，说明流动开始变得均匀.当流体运动至Z=1.5 m时，流体开始进入六块扇形区的胶水层，流动更为均匀.图11 壳体内速度的径向分布Fig.11 Radial distribution of velocity field in the cartridge然而，由于装填膜丝，实际组件内流场会与图10和图11有较大区别.首先，膜丝的随机分布形成了不均匀的壳程阻力系数分布，膜丝稀疏处流速高，从而造成沟流和壁流，相应的膜丝密集处或者胶水层与膜丝交界处，流速低甚至会形成死区；其次，膜丝管壳程流体的质量传递改变了壳程速度大小，如果是外压全量过滤，从底端至顶端壳程平均流速会不断降低；最后，实际操作过程中，污垢在膜表面的不断积聚，会实时改变管壳程的速度和压力分布，使过滤过程呈现动态特性[17].虽然本文研究对象为空壳，但是相对于装有膜丝的实际组件，能更直观地展示进出口构件对壳体流场分布的影响.3.4 速度分布均匀性为了将壳程流动均匀性量化，引用文献[18]中的动量系数用于表征各轴向位置横截面轴向速度分布的均匀性.动量系数表达式为：(7)式中，Fc为横截面面积，w和分别为截面任意一点和平均轴向速度.动量系数越大，速度分布越不均匀.图12 横截面轴向速度分布动量系数Fig.12 Momentum coefficient of axial velocity distribution at various cross section图12给出了沿壳程长度方向上横截面轴向速度分布动量系数.由图12可知，Z=0.22 m时，动量系数约为7.3，速度分布很不均匀，这主要是由于流体通过底部分布器时形成了局部高速区，如图11所示.随着流体向下游不断运动，动量系数不断降低，当Z>0.3 m时，动量系数已降至2以下，这是由于高速和低速流体之间存在动量交换，减小了速度差，从而促进流体流动不断均匀.这种动量交换的剧烈程度取决于速度差的大小，速度差越大，或者说均匀性越差，动量交换越剧烈，所以从Z=0.22～0.35 m，动量系数下降了75%，而在Z=0.35～1.2 m，动量系数仅下降32%.当Z=1.5 m时，动量系数有所上升.这主要是因为胶水层被分为6个扇形区，区域之间还有10 mm厚的滞留区，流体只从扇形区通过，所以根据式(7)，动量系数不降反升，而实际情况下，该处流动区域横截面的速度是十分均匀的，从图11的速度云图也可以看出.一个重要特点就是，不同的操作流量下，相同的横截面，动量系数十分接近.由此说明，在组件正常操作流量范围(4.62～20m3/h，对应壳程雷诺数为8×103～3.5×104)内，横截面速度分布均匀性决定于壳体的几何结构，而与操作流量关系不大.因此，合理设计组件的进出口端盖以及分布器，有助于提高组件在工业应用过程中较宽操作流量范围内的流动分布均匀性. 实际组件中，膜丝束的存在使横截面局部高速流体束之间相对孤立，高低速流体间的动量交换仅限于局部区域，以至于横截面不均匀的速度分布能贯穿整个组件高度.例如，在前期研究的中空纤维膜组件中[16]，横截面速度分布的动量系数范围约为16～65，相对于空壳中动量系数范围1.2～7.3，高出一个数量级.由此说明，有必要优化设计进口分布器，获得较为均匀的初始速度分布，因为在实际组件中，流体分布自趋均匀的能力远低于空壳.然而，实际组件中膜丝装填存在随机性，因而就算组件壳体设计合理，仍有可能导致流体分布不均匀，使组件内存在沟流、壁流，从而影响通量分布和抗污染性能.因此，除了合理设计组件壳体结构，还应在膜丝装填工艺上进行优化和创新.4 结论以某工业应用的中空纤维膜组件外部壳体为研究对象，建立了CFD模型，通过数值模拟研究了各部件损耗占总能耗的比例以及空壳内流体流动分布，并搭建了相应实验装置，根据实验数据验证了数值模拟结果的准确性.主要结论如下：1) 壳体各部件的阻力随着体积流量的增大而增大，且增速均不断提高，说明各部件阻力中惯性阻力占有很大份额，尤其是在流量较高时.然而，顶部胶水层的阻力曲线较其他部件，更接近线性.随操作流量的提高，顶部胶水层损耗占总能耗的比例不断下降，而其余部件则相反.说明总能耗对于各部件的分配比例随流量改变，相对于黏性阻力占优的部件，惯性阻力占优的部件更不适宜在高流量下操作.整个壳体惯性阻力系数较高，所以在实际操作过程中，高流量运行会降低总能耗分配于过滤推动力的比例.2) 底部分布器造成不均匀的初始流动分布，但分布的均匀性会随着高度的增大而变好.而且，在较宽的流量范围(4.62～20 m3/h，对应壳程雷诺数为8×103～3.5×104)内，流动均匀性随高度的变化曲线与流量无关，几乎重合.由此说明，在组件正常操作流量范围，空壳体内速度分布仅与几何结构有关，是特定结构壳体的本质属性，与操作条件无关.实际组件中，流动分布的均匀性，即是否存在沟流、壁流和死区，不仅取决于外壳的设计，还受到膜丝束内部空隙度分布的影响.因此，除了合理设计组件壳体结构，还应优化膜丝装填工艺.参考文献:【相关文献】[1] Hennessy J, Livingston A, Baker R. Membranes from academia to industry[J]. Nat Mater. 2017, 16(3): 280-282.[2] Yang X, Wang R, Fane A G, et al. Membrane module design and dynamic shear-induced techniques to enhance liquid separation by hollow fiber modules: a review[J]. Desal Water Treat, 2013, 51(16-18): 3604-3627.[3] Mahon H I. Permeability separatory apparatus, permeability separatory membrane element, method of making the same and process utilizing the same[P]. US Patent: 3228876, 1966.[4] Mahon H I. Permeability separatory apparatus and process utilizing hollow fibers[P].US Patent: 3228877, 1966.[5] Günther J, Hobbs D, Albasi C, et al. Modeling the effect of packing density on filtration performances in hollow fiber microfiltration module: A spatial study of cake growth[J]. J Membr Sci, 2012, 389: 126-136.[6] Günther J, Schmitz P, Albasi C, et al. A numerical approach to study the impact of。

中空纤维膜组件中流动均布模型与模拟中空纤维膜组件性能低于预期,原因在于组件特殊的几何结构造成了不均匀的流动分布。

本文建立了单根膜丝与全组件的流动与传质模型,采用计算流体力学(CFD)外加辅助实验的方法,系统研究了流体流动分布与组件性能之间的关系。

发展了强化膜过程的均布技术,根据模拟结果拟合出了中空纤维膜组件产水性能关联式,实现了大型中空纤维膜组件全过程的模拟,建立了细微流场结构与组件宏观性能之间的联系,可用于指导组件的设计和优化。

主要工作有以下三方面：(1)膜丝通量分布均匀性与能量利用率首先采用模型法建立了膜丝通量分布的解析表达式,据此提出三个无量纲数,分别用于预测局部通量最大值所处位置,表征通量分布均匀性和能量利用率。

然后建立膜丝外压式全量纯水过滤的CFD模型,模拟得到通量分布均匀性和能量利用率随几何参数的变化关系。

通量分布均匀性的降低必然导致能量利用率的降低。

提出了膜丝尺寸的合理范围,即长度低于2 m,内径大于0.4mm,装填密度低于0.6,以避免通量分布均匀性和能量利用率的恶化。

最后根据数理推导,设计出了阻力沿长度方向呈抛物线分布的中空纤维膜丝,用于保证初始通量分布的完全均匀。

(2)组件外部壳体的优化设计首先采用CFD模拟和实验测试研究了中空纤维膜组件外部空壳的流体分布特性以及各部件的阻力损耗,发现壳体内部流动分布均匀性不受操作流量影响,而各部件阻力损耗占总能耗的比例均随流量的变化而变化,中空纤维膜组件外部壳体总阻力损耗中惯性阻力损耗约占一半。

然后建立了中空纤维膜组件外压式纯水过滤的三维CFD模型,研究进口分布器结构对组件能耗,管壳程速度分布以及通量分布的影响。

结果表明：单根膜丝产水性能优于组件产水性能的原因在于后者存在进口阻力损耗；进口分布器开孔率的增大有助于降低进口阻力损耗；进口分布器造成的不均匀初始流动影响壳程流场均匀性,但几乎不影响管程速度分布;组件通量分布存在三维不均匀性；对于给定尺寸的膜丝,提高通量分布均匀性关键在于提高壳程流场均匀性。

中空纤维膜外压全量过滤动态过程的数值模拟庄黎伟;戴干策【摘要】A CFD model was developed based on the filtration in the dead-end outside-in hollow fiber membrane module. Various fiber length, diameter, permeability, packing density, fouling index and transmembrane pressure were chosen during numerical simulation of the dynamic evolution of flux distribution and permeate volumetric flow rate. The simulation revealed that the uniformity of flux distribution improved as the filtration processes. The self-adjustment of the flux distribution was more pronounced with longer, narrower, more permeable fibers, higher packing density, fouling index and trans-membrane pressure. The inverse of the water volumetric flow rate increased linearly with the accumulated volume of the permeate. Due to the non-uniformity of the flux distribution and its dynamic evolution, the linear relationship differed from the one presented in the classic cake filtration model. A correlation equation to characterize the dead-end outside-in cake filtration in the hollow fiber membrane module was obtained through curve fitting of the simulation data. The equation enabled the prediction of the module performance and better design of the module.%建立了中空纤维膜外压式全量过滤的 CFD 模型，模拟膜丝长度、直径、渗透系数、装填密度、污染指数以及跨膜压差不同条件，得到通量分布和产水量的动态演变过程。

中空纤维膜渗透汽化过程中Dean涡强化传质的CFD模拟王洋;庄黎伟;马晓华;许振良;王志【摘要】建立了一个三维的弯管式中空纤维膜渗透汽化传质CFD模型,研究Dean 涡对渗透汽化过程传质的影响,描述了膜内侧的浓度和速率变化情况,该模型与Leveque传质关联式具有良好的一致性.研究结果显示:弯管膜中Dean涡的存在能降低边界层传质阻力,总传质系数比直管膜提高了4倍;在不同的入口速率和浓度条件下,弯管膜内侧的壁面剪应力均大于直管膜.在膜阻力远小于边界层阻力的情况下,入口速率0.275 m·s-1,水浓度10％(质量)时,弯管膜的渗透通量为12636 g·m-2·h-1,是直管膜的5倍.可见,弯管式中空纤维膜在渗透汽化过程中具有显著的强化传质效果.【期刊名称】《化工学报》【年(卷),期】2018(069)011【总页数】8页(P4655-4662)【关键词】膜;渗透汽化;传质强化;Dean涡;CFD【作者】王洋;庄黎伟;马晓华;许振良;王志【作者单位】化学工程联合国家重点实验室,华东理工大学化学工程研究所膜科学与工程研发中心,上海 200237;化学工程联合国家重点实验室,华东理工大学化学工程研究所膜科学与工程研发中心,上海 200237;化学工程联合国家重点实验室,华东理工大学化学工程研究所膜科学与工程研发中心,上海 200237;化学工程联合国家重点实验室,华东理工大学化学工程研究所膜科学与工程研发中心,上海 200237;化学工程联合国家重点实验室,天津大学化工学院,天津 300072【正文语种】中文【中图分类】TP273引言渗透汽化（pervaporation,PV）以其绿色环保，高效节能等优势，被广泛应用在液体混合物的分离纯化过程中[1]，是继电渗析、反渗透、超滤、微滤和气体分离之后迅速发展起来的新型膜分离技术[2]。

渗透汽化过程是膜对混合物中各组分的选择性透过和蒸发[3-4]，传质一般包括三个部分：液体混合物在膜上游侧选择性溶解或吸附；膜表面各组分在化学势差的推动作用下扩散通过膜；渗透组分在膜下游侧蒸发或解吸，以气相形式离开。

专利名称：一种中空纤维膜接触器及其应用专利类型：发明专利
发明人：康国栋,曹义鸣,李萌,刘丹丹
申请号：CN201610895357.X
申请日：20161014
公开号：CN107952369A
公开日：
20180424
专利内容由知识产权出版社提供
摘要：本发明涉及一种中空纤维膜接触器及其应用，该中空纤维膜接触器包括中空纤维膜丝，对所述中空纤维膜丝进行特定编织，然后装填到组件外壳内形成膜接触器。

膜接触器中的中空纤维膜丝通过编织显著改善其分布均匀性，消除壳程流体的沟流、短路和死区等不良影响，对膜接触器的传质效果可以起到明显的强化作用，同时不会降低膜丝的装填率即膜接触器的接触面积。

本发明中的中空纤维膜接触器可用于气体吸收、吸收剂再生、膜蒸馏和氨氮废水处理等过程。

申请人：中国科学院大连化学物理研究所
地址：116023 辽宁省大连市沙河口区中山路457-41号
国籍：CN
代理机构：沈阳科苑专利商标代理有限公司
代理人：马驰
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MBR工艺设计计算中空纤维膜中空纤维膜是一种膜分离技术中常使用的一种方法，通过空心纤维膜的特殊结构和分离机制，可以实现液体和气体的分离。

在中空纤维膜工艺设计计算中，需要考虑膜的几何特征、材料特性以及操作参数等方面的因素。

首先，我们需要确定中空纤维膜的几何特征，包括纤维膜内外径、壁厚和纤维长度等参数。

这些几何特征会直接影响纤维膜的通量和分离效果。

一般来说，纤维膜内外径的差异越大，通量越高；壁厚越薄，通量越高；纤维长度越长，通量越高。

因此，根据具体分离需求和工艺条件，可以选择不同的纤维膜几何参数。

其次，纤维膜的材料特性也是中空纤维膜工艺设计计算中需要考虑的重要因素。

中空纤维膜的材料可以是有机聚合物、无机材料或其复合材料。

不同材料具有不同的分离性能，例如水通量、截留率等特性。

因此，选择合适的纤维膜材料需要综合考虑分离效果、材料成本、耐腐蚀性等因素。

在确定了纤维膜的几何特征和材料特性后，接下来需要进行中空纤维膜工艺设计计算的操作参数的确定。

主要包括进料流量、工作压力、温度和截留率等因素。

通常情况下，进料流量越大，膜的通量越高，但同时也会降低分离效果；工作压力的增加会提高膜的通量，但会增加能源消耗；温度的改变会影响胶体粒子的稳定性和界面张力，从而影响分离效果。

通过合理地调整这些操作参数，可以实现中空纤维膜的优化设计。

此外，还需要进行中空纤维膜的流体力学计算，以确定流体和纤维膜之间的质量传递和动量传递等参数。

这些参数包括纤维膜表面的湿润角、床层压降、渗透通量、浓缩效率等。

流体力学计算可以帮助我们更加全面地了解中空纤维膜在工艺中的表现和性能，以便进一步优化设计。

综合考虑以上因素，我们可以使用各种计算方法和模型，如Matlab、COMSOL Multiphysics、CFD等，进行中空纤维膜工艺设计计算。

通过模拟计算和实验验证，我们可以得到合理的操作参数和中空纤维膜的几何特征，从而实现高效的分离过程。

International Journal of Fluid Dynamics 流体动力学, 2018, 6(4), 93-99Published Online December 2018 in Hans. /journal/ijfdhttps:///10.12677/ijfd.2018.64012CFD Simulation and Research of MBR Single Hollow Fiber MembraneHuailong Mu1, Chunqing Li1, Tao Wang21School of Computer Science and Software, Tianjin Polytechnic University, Tianjin2School of Environmental and Chemical Engineering, Tianjin Polytechnic University, TianjinReceived: Nov. 9th, 2018; accepted: Nov. 27th, 2018; published: Dec. 4th, 2018AbstractBy simulation analysis in MBR membrane bioreactors research, we have used computational fluid dynamics (CFD) related software to create a two-dimensional model and simulated the flow of fluid in the hollow fiber membrane. In order to improve the simulation effect and enhance preci-sion in calculation, we can consider firstly putting a single fiber into the membrane module and establish a three-dimensional model for simulation, so as to do a good job for the study of the ex-pansion of the 3000 hollow fiber membrane. It is not realistic to draw large numbers of holes in a simulation because the number of small holes in the hollow fiber membrane is the orders of mag-nitude of billion. Therefore, we use model of porous media to define the wall of hollow fiber membrane as a porous zone. In calculating the numerical solution of CFD, we use the more exact finite volume method (FVM) to solve the discrete equations. After 100 iterations, we can see from the residuals curve that all values are below the threshold and converge. The result shows that the simulation of single hollow fiber membrane by CFD software [1] is basically consistent with the actual flow phenomenon of the fluid.KeywordsMBR, Hollow Fiber Membrane, CFD, FVM, Porous ZoneMBR单根中空纤维膜丝的CFD模拟仿真与研究穆怀珑1，李春青1，王韬21天津工业大学计算机科学与软件学院，天津2天津工业大学环境与化学工程学院，天津收稿日期：2018年11月9日；录用日期：2018年11月27日；发布日期：2018年12月4日穆怀珑等摘要在对MBR膜生物反应器的模拟仿真中，我们曾使用计算流体动力学(CFD)的相关软件建立MBR中空纤维膜的二维模型，并成功模拟出流体在中空纤维膜区域的流动现象。