楊鵬，劉雪峰，門玉葵，劉承東

(1.華南理工大學 電力學院，廣州 510641； 2.廣東省市政工程設計研究總院,廣州 510060)

溫度、相對濕度、排風量是脫水機房惡臭逸散的主要影響因素，溫度過高、排風量不足都會造成脫水機房內惡臭氣體不斷聚集，惡臭氣體主要成分為H2S、NH3，臭閾值低、毒性大[1-3]。若不妥善治理，將會嚴重影響工作人員的身體健康，危害較大[4-5]。為保證地下工作環(huán)境的安全，設計的排風量普遍過大，污水廠通風系統(tǒng)的投入和運行費非常高，造成能源浪費[6]。

污水處理廠的除臭系統(tǒng)屬于末端治理：對于已產生的惡臭氣體先進行密閉、收集，再通過化學、生物等方法對其進行治理。治理環(huán)節(jié)分為臭源密閉處理、惡臭氣體收集輸送及生化處理[7]。目前，大部分研究主要在惡臭氣體的生化處理方面，通過優(yōu)化通風除臭系統(tǒng)的研究還比較少[8]。影響內環(huán)境H2S、NH3濃度場的因素很復雜[9]，其中，溫度、濕度和排風量能夠通過通風除臭系統(tǒng)進行控制。排風系統(tǒng)中除臭工藝的阻力非常大，風量過大造成排風系統(tǒng)能耗較高[7,10-11]。H2S和NH3逸散本質是濃度差引起的質量擴散，研究表明，擴散系數(shù)受溫度的影響比較大，溫度越高，擴散系數(shù)越大[12]。這些因素對脫水車間H2S和NH3濃度的影響效應不同，根據(jù)權重效應合理選擇通風系統(tǒng)控制目標能夠達到節(jié)能的目的。因此，確定H2S和NH3的主要影響因素、權重及分布逸散規(guī)律，對地下污水處理廠惡臭氣體的控制和節(jié)能具有重要意義。

數(shù)值仿真因其可視化、簡單性和適應性受到研究者和設計者的青睞[13-14]。RNGk-ε湍流模型和組分運輸模型被廣泛應用[15-16]。本文采用這兩種模型對地下污水處理廠污泥脫水車間不同溫度、濕度和排風量下的H2S、NH3濃度分布仿真模擬，結合正交試驗進行極差和方差分析，確定各因素影響權重，進一步分析主要影響因素與脫水機房H2S、NH3濃度和通風能耗的關系，通過綜合評價指標對排風量進行優(yōu)化，確定出污泥脫水機房合理的通風量。

1 脫水機房計算模型

1.1 幾何模型

以廣州某地下污水廠污泥脫水機房為原型研究對象，如圖1所示，其長、寬、高分別為2 250、1 950、6 300 mm。由于整個脫水機房位于地下，溫度相對比較穩(wěn)定，忽略壁面熱傳遞。脫水過程中會產生大量惡臭氣體，雖脫水機進行了密封處理，但存儲污泥的3個料斗倉裸露在內環(huán)境，不斷地向周圍逸散NH3和H2S，料斗口的長、寬、高分別為750、750、2 300 mm。為控制脫水機房內污染物濃度，排風系統(tǒng)以一定的排風量進行排風，防止惡臭氣體的聚集，2個排風口位置在靠近料斗口的壁面?zhèn)?，其長、寬分別為300、300 mm，中心高度2 000 mm。

圖1 廣州某地下污水廠脫水機房3維圖Fig.1 3-D model of Guangzhou underground sewage

六面體網(wǎng)格在計算精度、計算速度上都優(yōu)于非結構化網(wǎng)格，故采用六面體結構網(wǎng)格對計算域進行離散?？紤]到門、料斗口和排風口處擾動較大，為了提高計算收斂性，獲取準確的區(qū)域參數(shù)對其進行局部加密，最終網(wǎng)格數(shù)量為251萬，如圖2所示。

圖2 脫水機房六面體結構化網(wǎng)格Fig.2 Dewatering room hexahedral grid

1.2 模型簡化

為簡化計算做如下假設：室內空氣為不可壓縮流體；穩(wěn)態(tài)計算各邊界參數(shù)不變；脫水機房溫度與臨室溫度相同，不考慮壁面熱量傳遞，即壁面為絕熱壁面；忽略機房內設備產生的熱量。

1.3 數(shù)學模型

在考慮能量守恒、動量守恒和質量守恒的基礎上還需保證組分守恒，其通用控制方程可表示為

(1)

式中：φ為通用變量u、v、w、T、τp；Γφ為廣義擴散系數(shù)；Sφ為廣義源項。

選用RNGk-ε湍流模型以提高計算精度，其流動方程為

(2)

式中：表示湍流動能；表示湍流耗散項。

(3)

常數(shù)c1、c2、ak、aε具體數(shù)值詳見參考文獻[17]。

2 多因素正交仿真實驗

2.1 實驗方案

影響脫水車間H2S和NH3濃度分布的因素有溫度、濕度和排風量，地下污水廠全年運行數(shù)據(jù)顯示，脫水機房內溫度范圍10～33 ℃，相對濕度60%～90%，風機是變頻運行，最大風量對應的排風口風壓為-25 Pa，最小風量對應的風壓為-15 Pa?？紤]二階交叉因素共有6個，如果每個因素取2個水平進行仿真模擬，要做26=64次試驗，需要花費相當多的時間。正交試驗法可通過少量實驗次數(shù)對多因素進行極差分析、方差分析，并獲得有價值的科學規(guī)律[18-19]。本文采用L8(27)正交試驗，每個因素取最大值和最小值2水平，共需要試驗8次。表1是正交試驗的各因素水平值。

表1 正交試驗各因素水平值Table 1 Levels of factors in orthogonal test

注：排風量的驅動力是風機提供的靜壓，本次模擬的排風口邊界條件為壓力出邊界。

2.2 實驗結果與分析

2.2.1 極差結果分析 按照L8(27)正交表進行仿真試驗，取料斗口周圍15個點的仿真結果對H2S、NH3逸散規(guī)律進行研究，如圖3所示。

圖3 仿真結果分析點分布Fig.3 The distribution of simulation analysis

8次試驗結果記為y1，y2，…，y8，Kij為第j列因素第i水平所對應的H2S、NH3濃度值之和，κij=Kij，R=κijmax-κijmin，R值越大，說明該因素對試驗指標的影響越大。表2是點8處的H2S和NH3濃度的極差計算結果，從結果看出，A×C列對應R值最大，RH2S=9.4，RNH3=6.18。圖4是15個點各因素極差均值，從圖中可以看出，溫度和排風壓力交互效應對應的極差最大，其值R=0.93，反映出溫度和排風壓力交互效應對H2S和NH3的濃度影響最大，其次為單因素排風壓力C、溫度A、相對濕度B，極差值相差不大，分別為0.89、0.71、0.65，交互因素A×B、B×C最小。因素影響權重從大到小依次為：A×C>C>A>B>A×B>B×C。

圖4 各因素均值極差Fig.4 Mean value of extreme difference

因素試驗號1234567A(溫度)B(相對濕度)A×BC(排風壓力)A×CB×C誤差指標/(mg·m-3)H2SNH3111111114.6616.37211122224.1414.55312211223.5312.41

續(xù)表2

2.2.2 方差結果分析MSj是單因素j變化引起的差異，MSe是試驗誤差離差平方和，為提高檢驗的靈敏度，當MSj<2MSe將該因素并入誤差。兩水平正交試驗，各因素離差平方和為

(4)

式中：n為試驗總次數(shù)，n=8；a為每個水平試驗次數(shù)，a=4。

表3是點8處H2S和NH3濃度的方差計算，計算結果FA×C>F0.05(1,4)，表明溫度和排氣壓力交互效應A×C對結果有顯著影響。

表3 正交試驗方差分析Table 3 Variance analysis of orthogonal test

圖5為各因素的均值極差和顯著性大小，從圖中可以看出，15個點的因素顯著性分析中，因素A×C顯著性p<0.05，占57%，其他因素小于13%。結果反映出，在這些因素中，溫度和排氣壓力交互效應A×C對H2S和NH3濃度影響顯著(p<0.05)。原因在于H2S和NH3在逸散和抽排過程中，溫度和排風量存在交互效應，如圖6所示。在15 Pa排風壓力作用下，溫度由10 ℃升高到33 ℃，H2S和NH3濃度分別升高0.04、0.16 mg/m3，排風壓力升高到25 Pa， 溫度由10 ℃升高到33 ℃，H2S和NH3濃度不同程度降低。不同排風壓力下，溫度對H2S和NH3濃度影響效果相反。

圖5 各因素顯著性Fig.5 The significance of each

圖6 溫度和排氣壓力交互作用Fig.6 Interaction between temperature and

2.3 實驗驗證

對廣州某地下污水廠污泥脫水機房進行實地測量，測量時間為9：30到16：30。室外晴天，溫度15.9 ℃，相對濕度59.7%，排風口靜壓-10 Pa。3臺污泥脫水機有2臺運行。在污泥脫水車間取3個高度分別為0.9、2.3、3.9 m，每個高度取9個測點坐標(x,y)依次為:

Y1(-6.6,-6.6),Y2(0,-6.6),Y3(6.6,-6.6)

Y4(-6.6,0 ),Y5( 0,0 ),Y6(6.6,0 ),

Y7(-6.6,6.6),Y8( 0,6.6),Y9(6.6,6.6)。

對各點的NH3和H2S的濃度進行測量。圖7為測量數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)的對比圖，由于實際情況的復雜性，實測數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)存在一定的誤差，H2S濃度平均相對誤差為9.70%，NH3濃度平均相對誤差為12.78%。對比結果：在允許誤差條件下，仿真實驗與實際測量基本一致。

圖7 實驗測量與模擬值得對比圖Fig.7 Comparison of experimental and simulated

3 多因素影響效應

3.1 工況設定

為了確定溫度和排風量對H2S和NH3濃度和能耗的影響，對溫度和排風量進一步細化分析，工況情況如表4。

表4 參數(shù)工況值Table 4 Value of various conditions

以人員呼吸z=1.7 m水平高度進行分析，圖8是部分工況下H2S的濃度變化情況，從圖中可以看出，排風量的變化或溫度的變化都會對H2S濃度分布造成影響。

圖8 不同工況下H2S濃度Fig.8 Changes of H2S concentration under

3.2 溫度影響

圖9反映出換氣次數(shù)2.4次條件下，溫度從15～35 ℃變化過程中，不同H2S濃度值對應區(qū)域的變化規(guī)律。15 ℃時面積比最大區(qū)域對應H2S濃度范圍為0.019～0.033 mg/m3，同理,20、25、30、35 ℃時對應H2S濃度值分別是0.013、0.026、0.039～0.046、0.039～0.052 mg/m3。從結果能夠看出，溫度由15 ℃升高到35 ℃，污染水平出現(xiàn)先降低后升高的趨勢，在20 ℃時最低，與35 ℃相比降低了2.5倍。H2S濃度高于0.052 mg/m3的區(qū)域隨著溫度的升高不斷擴大，面積比由20 ℃時的5%增大到35 ℃時的34%，高污染區(qū)域面積提高了4.8倍?？梢?，室外溫度20 ℃是脫水機房惡臭污染控制最適宜的溫度，污水廠脫水機房在滿足室內環(huán)境要求的條件下可適當降低除臭風量以降低運行能耗。

圖9 不同溫度下H2S濃度值對應區(qū)域面積比Fig.9 Area ratio of H2S concentration at

3.3 排風量影響

圖10是25 ℃時不同排風量下H2S濃度與對應區(qū)域面積的關系圖，最大面積對應的H2S濃度代表著該排風量下惡臭的水平。圖中數(shù)據(jù)顯示，換氣次數(shù)由1.7次增加到4.7次，H2S最高濃度值出現(xiàn)不斷降低的趨勢，由0.072 mg/m3逐漸降到0.026 mg/m3。用標準方差來反映H2S濃度分布的均勻程度，換氣次數(shù)由1.7次增加到4.7次，濃度方差值也不斷下降，依次為70.9、69.5、63.2、40.8、39.4、30.6和30.6。從上述結果看出，排風量對地下污水廠脫水機房惡臭濃度有影響，排風量增大惡臭的排除量也增加，高濃度區(qū)域逐漸降低，并且濃度分布趨于均勻。因此，增大排風量能夠降低H2S的濃度水平，抑制濃度的聚集。

圖10 25 ℃下不同H2S濃度對應區(qū)域面積Fig.10 Area of H2S concentration at 25

研究表明，污染物濃度與換氣次數(shù)存在一定的關系[20]。

t→∞y平衡=τσ

由此可得：

式中：y為污染物濃度；y初為污染物初始濃度；y平衡為污染物穩(wěn)定濃度；τ為換氣指數(shù)，換氣次數(shù)倒數(shù)；σ為污染物釋放強度。

圖11 不同換氣次數(shù)下H2S和NH3濃度Fig.11 H2S and NH3 concentration under different

排風量增加雖然能夠降低脫水機房內惡臭濃度，但是，同時風口風速隨之增大，必定會造成能耗增加。能耗正比于風管阻力，單位管長的摩擦阻力損失由式(5)計算[21]。

(5)

式中：pm為單位管長摩擦阻力損失，Pa；d風管當量直徑，m；v為風速，m/s；λ為摩擦阻力系數(shù)，由莫迪公式(6)求得。

(6)

脫水機房的通風能耗為

(7)

式中：p為全壓，p=pm+1/2ρv2；G為通風量，m3/h；η1、η2為風機效率和機械效率，分別取值0.75和0.98。根據(jù)廣州某地下污水廠的實際情況，L取50 m，K取0.18 mm。圖12中，換氣次數(shù)與風口風速、能耗的關系顯示，換氣次數(shù)由1.7增加的4.7，風口風速由4.1 m/s增大到11.2 m/s，使得能耗由0.29 kW增加到8.16 kW，增加了27倍，單位風量能耗增加了6.1倍，隨著通風量增加能耗增加顯著。

圖12 不同換氣次數(shù)下的通風強度與通風能耗Fig.12 Ventilation strength and ventilation energy consumption under different ventilation

圖13 單位能耗與H2S和NH3濃度關系Fig.13 Relationship between unit energy consumption and H2S and NH3

設計規(guī)范《城鎮(zhèn)污水處理廠污泥處理技術規(guī)程》要求污泥脫水機房換氣次數(shù)不低于6次/h[22]。但研究表明，地下污水廠脫水機房換氣次數(shù)小于6次條件下，NH3濃度降到0.09 mg/m3，H2S濃度降到0.012 mg/m3，已經低于《惡臭污染物排放標準》(GB 14554—93)中廠界一級排放標準。單位能耗對H2S和NH3作用分別由 0.077、0.39 mg/(m3·kW)降為0.001、0.007 mg/(m3·kW)，如圖13所示。通過繼續(xù)增加排風量的方式改善空氣品質顯然是不可取的。

3.4 綜合評價指標

為了反映脫水機房惡臭污染水平和能耗水平，參考《實用供熱空調設計手冊》中IAQ污染物評價方法，提出綜合污染水平指標及綜合能耗指標。

(8)

(9)

式中:C為脫水機房不同換氣次數(shù)下平均濃度；S是《惡臭污染物排放標準》(GB 14554—93)中廠界一級排放標準值。Ec是實際排風能耗，EH2S、ENH3是達到廠界一級排放標準值S需要的能耗。

結合污染水平和能耗水平，引入綜合評價指標作為脫水機房通風除臭性能統(tǒng)一量化評價指標。

K=exp(I)+exp(E)

(10)

從式(10)可以看出，I值越小，污染程度越低，E越小，能耗水平越低，K值越小，脫水機房通風除臭性能越好。

根據(jù)式(8)～式(10)可得不同換氣次數(shù)下通風量與K的關系，如圖14所示。從圖中可以看出，在2.7換氣次數(shù)，K最小為4.5，對應的H2S和NH3濃度約為0.022、0.16 mg/m3，排風口風速6.8 m/s，能耗1.5 kW。換氣次數(shù)低于2.7次，脫水機房的濃度偏高，高于2.7次，風速過大，造成能耗過高，對于污水處理量10萬t/d的脫水機房，排風量設置為2.7次換氣次數(shù)最為合理。

圖14 綜合評價指標K與換氣次數(shù)關系Fig.14 Relationship between of comprehensive evaluation index K and ventilation

評價指標方程化能夠更加方便直觀地判斷脫水機房排風量是否合理。根據(jù)上述結果，對綜合評價指標K進行非線性擬合，擬合模型選擇指數(shù)函數(shù)，擬合曲線為，擬合結果為

y=exp(4.514 59-1.848 78x+0.284 03x3)

式中：y表示綜合評價指標K；x表示換氣次數(shù)。

4 結論

1)通過正交仿真試驗確定了溫度和排風量的交互作用對污泥脫水車間H2S和NH3濃度的影響最大，且影響作用顯著(p<0.05)。

2)室外溫度20 ℃時，脫水機房NH3和H2S濃度最低，有利于通風節(jié)能；換氣次數(shù)超過2.7次后，通風量增加對H2S和NH3濃度變化不明顯 ；綜合評價指標K計算結果顯示，對于污水處理量10萬t/d的脫水機房，排風量為2.7次換氣次數(shù)綜合性能最好。

3)過大的排風量對進一步改善空氣品質的作用效果并不明顯，反而使能耗急劇增加。因此，要降低綜合評價指標K，單純依靠機械排風是遠遠不夠，主動控制脫水機房的惡臭氣體還可以從氣流組織的控制入手。