水车驱动式生物转盘氧传质模型的构建

查 晓,马 骏,吕锡武

(1.苏州科技大学环境科学与工程学院,江苏苏州 215000;2.东南大学能源与环境学院,江苏南京 210096;3.苏州市相城城市建设发展有限公司,江苏苏州 215000)

生物转盘是从生物滤池基础上发展起来的一种生物膜技术,其结构简单、抗冲击负荷能力强且运行成本较低,在生活污水、工业废水等多个方面的应用取得了良好的处理效果[1]。但由于机械装置的限制,生物转盘通常只能应用于小型的污水处理。为扩大生物转盘的应用,各国学者在传统的生物转盘构型基础上提出了一批改进构型的生物转盘以适应不同的水质情况和处理需求,例如生物转笼[2]、加装生物填料的转动水车[3]、增加了膜模块的生物转盘[4]等。跌水接触氧化技术源自接触氧化技术,因无需曝气、能耗低、运行管理简单等优点在我国分散式农村污水处理中得到广泛应用[5]。但跌水接触氧化技术的处理效果受到温度、跌水充氧能力等方面的限制,仍有待提高。

本课题组将跌水接触氧化技术与生物转盘技术相结合,并受到传统水车启发,采取水车跌水驱动作为驱动方式,以期提高充氧能力并降低能耗。水车驱动式跌水生物转盘(multi-stage waterwheel driving rotating biological contactors,Ms-wdRBCs)在分散式生物污水处理方面取得了良好的污染物去除效果,其中充氧能力是装置运行的关键之一[6-7]。为Ms-wdRBCs建立氧传质模型有助于进一步了解其充氧能力,从而对其设计与运行管理起到指导作用,并为其他改进构型的生物转盘氧传质模型建立提供参考。

Ms-wdRBCs可设多级,一般为3～4级,单级水车生物转盘(wdRBC)的构型如图1所示[6-7]。Ms-wdRBCs运行过程中氧传质过程为:污水提升后依靠重力自由跌落至wdRBCs主体接水池,污水跌落时,受氧浓度差推动,空气中的氧气由气相经两相界面转移至液相(即跌落污水);跌落污水与接水池液面接触时,接触面及附近水体发生搅动,增加气相至液相的氧传递;驱动水车转动带动盘片转动,进一步增加接水池水体被搅动程度。可简化为跌水下落过程的充氧和盘片转动过程的充氧两部分。现从这两部分充氧过程分别考虑,建立氧传质模型。

图1 wdRBC构型及氧传质试验装置示意图

1 试验装置及试验用水

本试验针对wdRBC的充氧能力展开。试验装置如图1所示。氧传质试验装置包括一级wdRBC、零氧进水水箱、驱动水箱、进水布水管及支架、驱动水布水管及支架、两个蠕动泵。wdRBC中间设驱动水车,水车直径为20 cm,宽为5 cm;两侧分别分布一个盘片区,单个盘片区长为14 cm,宽为28 cm,盘片直径为20 cm,间隔2 cm,盘片浸没度为45%。

前期对Ms-wdRBCs的运行模式进行优化,利用充氧效率和氧总传质系数作为衡量,对不同跌水高度(0.1～0.9 m)、跌水流量(3～15 mL/s)和盘片转速(6～15 r/min)时的wdRBC充氧能力进行评估。结果表明,跌水高度高于0.5 m时充氧能力较好,跌水流量为7.5 mL/s时充氧能力最佳,而盘片转速的持续增加可以一定程度地增加充氧能力。因此,此充氧模型基于以上较优的条件建立。

试验用水车驱动水采用自来水,贮存在驱动水箱中;转盘区进水,即本模型考察主体,采用自来水进行脱氧处理,贮存在零氧水箱中。零氧水箱带盖密封,使用前采用脱氧剂(无水硫酸钠)和催化剂(氯化钴)脱除水中溶解氧,脱氧剂和催化剂投加量和投加方法参照相关文献[8]。使用前检测溶解氧质量浓度,应小于0.2 mg/L。溶解氧浓度监测由YSI550A便携式溶解氧测量仪(YSI Co.,Yellow Springs,OH,USA)测定。

2 跌水充氧过程氧传质模型

李发站等[9]针对跌水接触氧化技术的充氧过程,以双膜理论为基础,依据物料平衡建立了跌水曝气充氧的半理论半经验公式。参考该模型,对Ms-wdRBCs跌水充氧过程进行模型的建立与校正。模型假设氧传质单向进行,即氧气进入液体后不再逸出;液体跌落过程中氧气不被消耗;液体下落呈连续状态,即下落过程液体形成一柱体,如图2所示。图2中柱体为水柱节段,传质微元为红色部分。该模型以速度为主要过程变量。根据质量守恒定律,跌落过程某一瞬间的水柱微元物料衡算关系如式(1)。

图2 跌水过程水柱传质微元示意图

mo=Vtdρ

(1)

其中:mo——氧向水柱微元传质质量,kg;

Vt——t时微元体积,m3;

dρ——微元内溶解氧质量浓度变化量,kg/m3。

根据双膜理论,水柱微元物料衡算关系如式(2)和式(3)。

m0=k(ρs-ρ)At

(2)

Vt=πD2dh/4

(3)

其中:k——传质系数;

ρs——饱和溶解氧质量浓度,mg/L;

ρ——微元内溶解氧质量浓度,mg/L;

At——传质时间为t时的微元传质面积,m2;

D——跌水水柱微元的传质直径,m;

dh——微元内跌水高度变化量,m。

Ms-wdRBC经布水箱跌落出水,初速度较小,因而在校正模型中忽略不计,带入式(4)～式(6)可得式(7)。

vt=(2ght)0.5

(4)

At=πDdh

(5)

t=dh/vt

(6)

(7)

其中:vt——t时传质微元跌水下落速度,m/s;

t——跌水下落时间,s;

g——重力加速度,m2/s,通常取9.8 m2/s;

ht——t时传质微元跌水下落高度,m。

令K=kD,利用边界条件ht=0、ρ=ρ0;ht=h,ρ=ρt积分,可得式(8)。

(8)

其中:ρt——跌水后溶解氧质量浓度,mg/L;

ρ0——跌水前溶解氧质量浓度,mg/L;

h——跌水高度,m。

图3 h0.5和试验值拟合关系

(9)

即经一定高度跌水后,进入生物转盘的液体溶解氧质量浓度计算如式(10)。

ρ=1-e-1.207 8h0.5ρs-e-1.207 8h0.5ρ0

(10)

3 生物转盘转动过程氧传质模型

生物转盘多作为污水处理过程中的好氧生物反应器,溶解氧浓度是其运行过程中的重要参数,一些学者从不同角度对生物转盘的氧传质建立了不同的氧传质模型。已提出的生物转盘的氧传质模型主要包括物理传递模型和生物膜附着传递模型两种。不考虑生物膜附着的物理传递模型具有更强的普适性,应用也更加简便。Zeevalkink等[10]依据理论分析,推导出氧传质系数与盘片转速的关系模型。Ouano[11]则采用量纲分析,引入了体积修正系数,而后Kim等[12]利用体积修正系数提出了Kim &Molof模型[式(11)～式(12)]。Kubsad等[13]主要针对体积修正系数对Kim &Molof模型进行了修正[式(11)、式(13)]。不同于体积修正模型,Sant′Anna[14]综合考虑浸没度、盘片直径、转速对氧传质的影响,引入雷诺系数、弗罗德系数、浸没系数建立了模型。

KLa=0.001 1(KNV)0.732

(11)

NV=ω1.5φ0.5S-1

(12)

其中:KLa——氧传质系数,min-1;

NV——体积修正系数;

ω——盘片转速,r/min;

φ——盘片直径,m;

S——1/2盘片间距,m。

NV=1.697Anω1.5φ0.5/V

(13)

其中:A——单片盘片暴露于空气中的面积,m2;

n——盘片数;

V——扰动水体积,m3。

综合考虑实用性与简便性,本文以Kim &Molof模型(1982)及修正的Kim &Molof模型(2004)为基础,针对本试验装置运行进行校正。利用本试验装置参数进行计算。基于Kim &Molof模型(1982)的体积修正系数如式(14),基于修正的Kim &Molof模型(2004)的体系修正系数如式(15)。

NV-1=ω1.5φ0.5S-1=ω1.5×0.10.5×0.02-1= 44.721 4ω1.5

(14)

NV-2=1.697Anω1.5φ0.5/V=1.697×(2×168.52°/360°×π×0.12)×14×ω1.5×0.20.5÷(0.28×0.28×0.13)≈30.646ω1.5

(15)

对wdRBC不同工况时的充氧情况进行监测,利用两种体积修正系数计算所得的KLa值与试验所得KLa值呈线性关系,如图4所示。尽管本试验所得KLa值与利用两种Kim &Molof模型计算所得的KLa值出入较大,但呈良好的线性关系(R2=0.972 2)。影响试验值与模拟值差异性的因素包括装置构型、盘片材料等,但引入体积修正系数仍可以得到一个较好的适用模型。

图4 基于Kim &Molof模型(1982)和Kim &Molof模型(2004)的KLa模拟值与试验值拟合关系

生物转盘运行过程中,氧传质主要发生水槽液体表面气液界面和盘片两侧附着液膜上。Kim &Molof模型(1982)假定氧传质只发生在盘片两侧附着的液膜上,且生物转盘装置的物理变量都归纳包括在体积更新系数中。体积更新系数被定义为液膜流量与反应器有效体积之比。此时,反应器有效体积仅考虑盘片区域液体体积,而盘片与水槽壁之间的液体体积被忽略不计。且Kim &Molof模型(1982)提出的体积更新系数计算具有一定局限性,如盘片边缘距水槽底部距离/盘片半径为0.042,盘片中心到液体自由表面距离/每轮旋转盘片的接触时间为0.15等。而修正的Kim &Molof模型(2004)则从液膜厚度角度对体积更新系数进行了修正,利用Zeevalkink等[10]提出的液膜厚度公式,使体积更新系数最终取决于盘片暴露空气面积、盘片数、盘片直径、液体体积及盘片转速。液膜厚度公式是理论结合试验的经验公式,受到生物转盘构型材质影响。

因此,针对Ms-wdRBC的KLa,利用Kim &Molof模型(1982)和Kim &Molof模型(2004)提出的两种体积更新系数计算方式进行校正。KLa与体积更新系数的关系符合式(16),即二者的对数呈线性关系。

KLa=αNVβ

(16)

利用试验所得KLa值与两种计算方式所得的体积更新系数分别去对数作图,结果如图5所示,R2均为0.981 9。引入KLa与温度的关系[式(17)],由此可得基于体积更新系数的两个Ms-wsRBC转盘转动氧传质模型。

KLa(20)=KLa(t)×θ20-T

(17)

其中:KLa(20)——20 ℃时的氧传质系数,min-1;

KLa(t)——试验得氧传质系数,min-1;

θ——温度修正系数,取值为1.024;

T——实际水温,℃。

模型 Ⅰ 如式(18),体积更新系数计算如式(12);模型 Ⅱ 如式(19),体积更新系数计算如式(13)。

KLa(T)=0.000 765NV0.858 5/θ20-T

(18)

KLa(T)=0.001 06NV0.858 5θ20-T

(19)

其中:KLa(T)——氧传质系数,h-1。

已知ln(Cs-C)=ln(Cs-C0)-KLa·t,结合以上跌水充氧和转盘转动充氧两部分的模型讨论,则wdRBC的出水溶解氧浓度可以简化为式(20)～式(22)。

(20)

C1=(1-e-1.207 8h0.5)Cs-e-1.207 8h0.5c0

(21)

KLa=0.001 06NV0.858 5θ20-T

(22)

其中:C0——初始溶解氧质量浓度,mg/L;

C1——跌水后溶解氧质量浓度,mg/L;

Cs——饱和溶解氧质量浓度,mg/L。

4 氧传质模型校验拟合

对提出的简化模型,选择不同运行条件,利用试验值进行验证,两种体积更新系数计算方式所得的模拟值与试验值的拟合关系如图6所示。

图6 基于Kim &Molof模型(1982)和Kim &Molof模型(2004)的溶解氧模拟值与试验值拟合关系

基于Kim &Molof模型(1982)和(2004)的两种简化模型与试验值的拟合R2分别为0.904 5和0.892 8,两种模型模拟溶解氧值均略大于试验值,分别是试验值的1.062 1倍和1.026 8倍。因而,推荐采用更接近试验值的基于Kim &Molof模型(2004)的简化模型,即NV值由式(13)确定。则最终模型公式确定为式(13)、式(20)～式(22)。

5 结论

Ms-wdRBCs结合了生物转盘与跌水充氧技术,强化了充氧能力。本文将理论推导与试验相结合,建立了Ms-wdRBCs的氧传质过程模型。结果表明,Ms-wdRBCs具有良好的充氧能力,能满足作为好氧反应器时的充氧需求。该模型为Ms-wdRBCs后续的设计与运行改进提供了理论基础,也为相关的充氧装置提供了氧传质模型建立的参考。