孫新城，陳建能，李鵬鵬

(1.浙江工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，浙江 紹興 312000；2.浙江理工大學(xué) 機(jī)械與自動控制學(xué)院，杭州 310018)

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射流式增氧機(jī)創(chuàng)新設(shè)計及試驗研究

孫新城1，陳建能2，李鵬鵬2

(1.浙江工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，浙江 紹興 312000；2.浙江理工大學(xué) 機(jī)械與自動控制學(xué)院，杭州 310018)

為進(jìn)一步提升射流式增氧機(jī)的動力效率和實(shí)踐效果，創(chuàng)新設(shè)計了新型射流增氧機(jī)。為研究在一定工況下該新型增氧機(jī)射流器各結(jié)構(gòu)參數(shù)與理論動力效率的關(guān)系，確定設(shè)計指標(biāo)為理論增氧動力效率Ep，選取與該指標(biāo)相關(guān)的影響因素確定該因素的取值范圍進(jìn)行正交試驗。結(jié)果表明：各結(jié)構(gòu)參數(shù)對增氧動力效率Ep影響程度為喉管-噴嘴面積比影響程度最大，其它4個因素影響相對較小。綜合試驗結(jié)果來看：其參數(shù)影響程度的主次順序也非常明顯；研究獲取最佳參數(shù)組合為m=2.56、n=11.56、k=4、α=40°和β=40°；喉管-噴嘴面積比與吸氣室-噴嘴面積比之間交互作用較顯著，其顯著性程度低于兩者各自作用的水平，高于喉管長徑比、分流錐頭錐角、喉管-支管夾角的獨(dú)立作用水平。

射流式增氧機(jī)；三支管射流器；理論動力效率；正交試驗

0 引言

中國水產(chǎn)養(yǎng)殖已逐步向高密度、集約化方向發(fā)展，水產(chǎn)養(yǎng)殖總產(chǎn)量逐年上升，這與水產(chǎn)養(yǎng)殖業(yè)逐步實(shí)現(xiàn)機(jī)械化，特別是射流增氧機(jī)的廣泛使用是密不可分的[1-2]。強(qiáng)大的攪動混合能力、高效的氧傳遞效率是射流增氧技術(shù)的突出優(yōu)點(diǎn)[3]。但是，現(xiàn)有射流增氧設(shè)備氧轉(zhuǎn)移效率低、動力消耗大[2,4,5]，限制射流增氧機(jī)廣泛使用。射流器是射流增氧機(jī)的核心部件，其結(jié)構(gòu)及參數(shù)直接影響了增氧效果。較多文獻(xiàn)[4,6,7,8-13]對射流器增氧性能進(jìn)行了分析研究：吳世海對影響射流自吸式增氧機(jī)吸氣量和增氧效率的部件進(jìn)行篩選試驗，但未對一些無因次量進(jìn)行分析[4]；龐云芝、李秀金研究了喉管-噴嘴面積比對動力效率的影響，但未對相關(guān)參數(shù)進(jìn)行全面試驗研究[6]；尚海濤等設(shè)計的自吸式空心環(huán)流射流曝氣器，通過在噴嘴處放置一空心管實(shí)現(xiàn)內(nèi)外吸氣是該設(shè)計的最大特點(diǎn)，同時進(jìn)行正交試驗研究了部分重要結(jié)構(gòu)參數(shù)對理論動力效率的影響[12]；周建來、邱白晶等對雙側(cè)吸氣射流增氧機(jī)進(jìn)行正交試驗，得到了一組最優(yōu)參數(shù)，極大提高了理論動力效率[12-13]。

本文提出一種新型的自吸式三支管射流增氧機(jī)，主要性能指標(biāo)是動力效率Ep，通過選取對該性能指標(biāo)影響比較大的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行正交試驗驗證，得出該新型射流增氧機(jī)在動力效率和增氧效果上都有顯著提高，達(dá)到了設(shè)計要求。

1 自吸式三支管射流增氧機(jī)創(chuàng)新設(shè)計

1.1 自吸式三支管射流器

圖1中的自吸式三支管射流器為本文首次提出，已經(jīng)申報發(fā)明專利(專利申請?zhí)枺篫L201310031061.X)[14]，其結(jié)構(gòu)和參數(shù)如圖1所示。

1.螺紋連接套筒 2.吸氣管 3.吸氣室 4.噴嘴 5. 喉管(混合管) 6. 分流錐頭 7.支管 8.擴(kuò)散管

工作時，水泵通過吸水管吸入曝氣池中的工作水，在進(jìn)入射流器前被加壓從射流器噴嘴中噴出；利用流體與氣體的粘滯作用，含氧氣體通過與射流器中心軸線吸氣管被吸入射流器，與增氧水一起進(jìn)入喉管；在喉管末端，攜帶著大量空氣的高速射流在分流錐頭切割分流作用下形成3股液氣射流分別進(jìn)入3個支管，從而減少了吸入空氣的聚并現(xiàn)象并提高空氣利用效率；3股液氣混合射流充滿支管并從擴(kuò)散管中輻射狀高速射入水體，充滿支管的液氣混合射流高速噴出時又對喉管內(nèi)液氣兩相流產(chǎn)生抽吸作用，從而吸入更多氣體并使兩相混合均勻。射入水體的3股液氣混合射流在水體中輻射狀攪動擴(kuò)散，造成強(qiáng)烈紊動及旋流，可快速增加水體溶氧，同時可耕水、活水，保證水體增氧均勻、攪動充分。自吸式三支管射流器各結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 自吸式三支管射流器結(jié)構(gòu)參數(shù)表

1.2 自吸式三支管射流增氧機(jī)

圖2所示為自吸式三支管射流增氧機(jī)試驗系統(tǒng)。由圖2中可以看出：曝氣池中的水在水泵的作用下，經(jīng)過吸水管、管道式浮子流量計進(jìn)入調(diào)節(jié)閥，壓力表用來測量排水的水壓；在吸收了氧氣后，通過射流器、三支管重新排放到曝氣池中，實(shí)現(xiàn)增加水體溶氧的作業(yè)流程。曝氣水池中的工作水通過上述流程進(jìn)行循環(huán)增氧，直到水池中的工作水氧含量達(dá)到飽和為止。

1.吸水管 2.管道式浮子流量計 3.水泵 4.調(diào)節(jié)閥 5.壓力表 6.自吸式三支管射流器 7.便攜式溶氧儀 8.曝氣水池 9.排水閥

根據(jù)上述工作原理及示意圖，設(shè)計制作了自吸式三支管射流器增氧機(jī)的試驗樣機(jī)，如圖3所示。

圖3 自吸式三支管射流增氧機(jī)試驗系統(tǒng)

2 試驗方法及步驟

2.1 試驗時間、地點(diǎn)

試驗于2013年5月利用浙江理工大學(xué)浙江有害生物控制省級高新技術(shù)研究開發(fā)中心內(nèi)曝氣水池進(jìn)行。

2.2 試驗方法

自吸式三支管射流增氧機(jī)的測試是根據(jù)國家城鎮(zhèn)建設(shè)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)[曝氣器清水充氧性能測定(CJ/T 3015.2-1993)][15]進(jìn)行測試的，應(yīng)用非穩(wěn)態(tài)靜態(tài)間歇啟動的方法。測試時，首先通過向曝氣池中投加還原劑亞硫酸鈉和催化劑氯化鈷使水體中氧濃度降至零；隨后開啟增氧機(jī)進(jìn)行增氧曝氣，同步記錄水體中氧濃度與曝氣時間；當(dāng)氧濃度達(dá)到試驗溫度條件下的飽和濃度Cs時停止增氧曝氣，最后對記錄的各項數(shù)值進(jìn)行科學(xué)處理獲取相關(guān)性能指標(biāo)值。

2.3 試驗步驟及儀器

1)在試驗曝氣水池中注入自來水至所需深度1.1m，將氧濃度傳感器置于池中心0.55m水深處，用氧濃度傳感器檢測曝氣池內(nèi)水體的氧濃度C并記錄。試驗用曝氣水池大小為1.25m ×1.25m ×1.20m，(試驗時射流器3個出水口于水深0.6m處傾斜向下，實(shí)際曝氣深度達(dá)可達(dá)到1m以上，可滿足魚塘對增氧深度需求)；試驗用溶氧儀為貝爾分析儀器(大連)有限公司生產(chǎn)的BDO-821便攜式溶解氧測試儀。

2)試驗時，隨時檢測水體溫度并記錄。該溫度數(shù)據(jù)來源于集成在氧濃度傳感器上的水溫傳感器。

3)測算消氧劑的消耗量。其在靜態(tài)啟動試驗時，亞硫酸鈉測算公式為

G=8·C·V·S

(1)

式中 G—亞硫酸鈉投加量(g)；

C—水中初始溶解氧濃度(mg/L)；

V—曝氣池內(nèi)水的體積(m3)；

8—比例系數(shù)；

S—脫氧安全系數(shù)，根據(jù)藥劑純度的不同通常取1.2～1.5，本試驗取1.35。

4)為了能夠更好地溶解由池頂撒入曝氣池中的氯化鈷和亞硫酸鈉，必須進(jìn)行均勻攪拌。

5) 檢測曝氣水池內(nèi)氧濃度降至0后，開啟水泵，通過閥門調(diào)節(jié)保持工作水流量為3.4m3/h(此時測得壓力為0.04MPa)。工作水的流量由管道式浮子流量計(型號為LFS32)測定。

6) 采用標(biāo)準(zhǔn)壓力表(1.5級)跟蹤測量射流器噴嘴前壓力并記錄。

7) 觀察到曝氣水池表面有氣泡冒出時，每間隔1min測量記錄1次氧濃度值Ct，當(dāng)曝氣水池中氧濃度達(dá)到試驗溫度條件下的飽和值Cs時停止測量記錄。

3 數(shù)據(jù)處理方法

3.1 氧總轉(zhuǎn)移系數(shù)KLa

雙膜理論得到的氧轉(zhuǎn)移速率公式為[15,17]

(2)

積分得到

(3)

Cs—液體中飽和溶解氧濃度(mg/L)；

C1、C2—分別為經(jīng)過時間t1、t2時，工作液中的 氧濃度(mg/L)；

KLa—氧總轉(zhuǎn)移系數(shù)(h-1)。

采用一元線性回歸法對試驗記錄的氧濃度Ct與時間t的對應(yīng)值進(jìn)行求解，有

KLa(T)=

(4)

引入溫度修正系數(shù)K=1.02420-T(T為試驗條件下水溫)，通過式(5)進(jìn)行溫度轉(zhuǎn)換，從而消除水溫對試驗結(jié)果的影響。

KLa(20)=KLa(T)×K

(5)

式中 KLa(T)—試驗水溫條件下測得的溫度；

KLa(20)—20℃條件下的溫度。

通過舍去Ct小于20%Cs的初始數(shù)據(jù)來求解KLa(T)，從而消除剩余脫氧劑對試驗結(jié)果的影響；為減小試驗誤差，再舍去Ct大于80%Cs的數(shù)據(jù)。

3.2 射流增氧機(jī)充氧能力OC

充氧能力指單位時間射流器向曝氣池充入的氧氣量(kgO2/h)。則有

OC=KLa(20)×Cs(20)×V×10-3(kgO2/h)

(6)

式中 V—試驗曝氣池的水容積(m3)。

Cs(20)—壓強(qiáng)101.32kPa, 水溫20℃時清水中的飽和溶解氧濃度，Cs(20)=9.17mg/L。

3.3 射流增氧機(jī)理論動力效率Ep

(7)

其中，N為充氧時的理論功率，對于射流曝氣器有

(8)

式中 H—水泵揚(yáng)程(m)，H=102×P+H1；

P—壓力表讀數(shù)(MPa)；

H1—水面到壓力表中心的距離(m)；

Q—通過射流器的工作水流量(m3/h)；

γ—水的容重(kg/m3)。

4 正交試驗設(shè)計

4.1 正交試驗指標(biāo)、因素及水平的確定

4.1.1 正交試驗考察指標(biāo)的確定

正交試驗選取射流增氧機(jī)最重要的性能參數(shù)理論動力效率Ep作為考察指標(biāo)。

4.1.2 試驗因素的確定

充分考慮射流增氧機(jī)的一般工況及現(xiàn)有工作條件，確定射流增氧機(jī)在實(shí)測流量Q=3.4m3/h、壓力P=0.04MPa的工況下進(jìn)行試驗。為優(yōu)化試驗工況下的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)，本文對結(jié)構(gòu)有了較大改進(jìn)的自吸式三支管射流增氧機(jī)進(jìn)行試驗驗證，從而分析各結(jié)構(gòu)參數(shù)對增氧性能的影響程度。在前期試驗基礎(chǔ)上選取5個重要結(jié)構(gòu)參數(shù)作為影響因素，有關(guān)參數(shù)定義如下：

1) 喉管-噴嘴面積比m為

(9)

式中 d1—噴嘴直徑(mm)；

d2—喉管直徑(mm)。

試驗過程中保持噴嘴截面積不變以保證每組試驗均在同樣的工況(即流量和工作壓力恒定不變)下進(jìn)行；通過改變喉管截面積來實(shí)現(xiàn)喉管-噴嘴面積比m這一結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化。

2) 吸氣室-噴嘴面積比n為

(10)

式中 d3—吸氣室直徑(mm)。

試驗中通過改變吸氣室截面積來實(shí)現(xiàn)喉管-噴嘴面積比結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化。

3) 喉管長徑比k為

(11)

式中 l1—喉管段長度(mm)。

4) 喉管-支管夾角α。喉管與支管夾角α是指喉管中心軸線與支管中心軸線間的夾角。

5) 分流錐頭錐角β。分流錐頭錐角β是指喉管末端圓錐形的分流錐頭，主要用來分割喉管末端的氣液兩相流。

4.1.3 試驗參數(shù)的確定

由于該自吸式三支管射流增氧機(jī)采用結(jié)構(gòu)變化較大新型三支管結(jié)構(gòu)，因此傳統(tǒng)文獻(xiàn)的研究成果不能作為唯一的選取依據(jù)。試驗發(fā)現(xiàn)：增氧效果較好時的喉管-噴嘴截面積比m和長徑比k值與常規(guī)單一擴(kuò)散管射流器差異較大，故對喉管-噴嘴截面積比m、喉管長徑比k分別進(jìn)行了單一變量試驗，分別得到了喉管-噴嘴截面積比m與理論動力效率Ep的關(guān)系曲線及喉管長徑比k與理論動力效率Ep的關(guān)系曲線，如圖4和圖5所示。

圖4 理論動力效率Ep與喉管-噴嘴面積比m關(guān)系曲線圖

圖5 理論動力效率Ep與喉管長徑比k關(guān)系曲線圖

喉管-噴嘴面積比m對射流器性能的影響存在最佳值，過大或過小都會使射流器整體性能下降[16]。結(jié)合現(xiàn)有工作條件、喉管-噴嘴截面積比m與理論動力效率Ep的關(guān)系曲線，各試驗參數(shù)選取如表2所示。

表2 試驗參數(shù)表

4.2 試驗方案

為全面了解各結(jié)構(gòu)參數(shù)對增氧動力效率的影響及其交互作用，設(shè)計進(jìn)行兩次試驗：第1次試驗選取正交表L27(313)進(jìn)行試驗，同時考慮幾個重要因素的交互作用,表頭設(shè)計如表3所示；第2次試驗采用第一次試驗分析得出的最優(yōu)參數(shù)組合進(jìn)行試驗。

表3 正交試驗表頭設(shè)計

5 正交試驗結(jié)果分析

5.1 各結(jié)構(gòu)參數(shù)對增氧動力效率Ep的影響

根據(jù)試驗實(shí)測數(shù)據(jù)，經(jīng)計算得表4的各影響因素不同水平時的平均動力效率和表5的各因素及部分交互作用極差。

1) 喉管-噴嘴面積比m。由試驗數(shù)據(jù)分析結(jié)果可知：喉管-噴嘴面積比m對射流器動力效率的影響程度處于第1位，影響程度高度顯著，特別是與射流流過喉管時產(chǎn)生的摩擦損失關(guān)系密切。面積比過小造成摩擦損失較大，進(jìn)一步引起抽吸空氣和氣液混合作用減弱；面積比過大時混合損失較大。由表4得出：動力效率與喉管-噴嘴面積比的關(guān)系是先增大后減小，在直徑比為1.6時，喉管-噴嘴面積比m的最優(yōu)值為2.56。

2) 吸氣室-噴嘴面積比n。吸氣室-噴嘴面積比n對射流器動力效率Ep的影響程度處于第2位，影響程度高度顯著。由試驗數(shù)據(jù)分析結(jié)果可知：動力效率Ep隨著面積比n的增大逐漸增大。這是因為吸氣室截面積過小，吸入空氣進(jìn)入喉管過程中摩擦損失過大，截面積過大不能有效形成負(fù)壓，降低了增氧機(jī)的抽氣能力。本文中在直徑比為3.4時，吸氣室-噴嘴面積比n的最優(yōu)值為n=11.56。

3) 喉管長徑比k。喉管長徑比k對射流器動力效率Ep的影響程度處于第3位，影響程度較顯著。由于普通射流器的喉管長徑比與射流破碎長度存在一定差距，導(dǎo)致喉管中工作流體與擴(kuò)散管中流體產(chǎn)生梯度流速，從而造成較大的碰撞損失和混合損失；而較短喉管則使射流在通過喉管時產(chǎn)生較小的摩擦損失[18]。對正交試驗結(jié)果進(jìn)行分析可知：動力效率Ep隨著長徑比k的增大而減小的程度初期較小，隨后逐漸變大，說明k在小范圍內(nèi)變化就可以產(chǎn)生較好的效果，綜合考慮并結(jié)合m、k因素搭配表，確定最優(yōu)因素水平k=4。本試驗最優(yōu)喉管長徑比為k=4。

4) 分流錐頭錐角β。分流錐頭錐角β對射流器動力效率Ep的影響程度處于第4位。分析試驗數(shù)據(jù)結(jié)果可知：錐角β與兩相流被分流錐頭分流切割時產(chǎn)生的撞擊損失成正比，而與理論動力效率Ep成反比關(guān)系，根據(jù)試驗結(jié)果確定分流錐頭錐角最優(yōu)值β=40°。

表4 各影響因素不同水平時的平均動力效率

Table 4 Average value of oxygen-transfer efficiency under various factor values

指標(biāo)m1．442．564n47．2911．56k246α/(°)304050β/(°)806040E-p0．981．741．591．51．071．751．531．51．291．381．51．431．331．471．51

5) 喉管-支管夾角α。支管-喉管夾角α對射流器理論動力效率Ep的影響程度處于第5位。分析試驗數(shù)據(jù)可得：由于夾角α變大，增氧覆蓋面積與兩相流改變流動方向的撞擊損失之間存在正比例關(guān)系，而夾角α增大時，動力效率Ep有先增大后減小的趨勢；增氧覆蓋面積與夾角α同樣存在正比例關(guān)系?；谝陨戏治?，兩相流改變流動方向的撞擊損失也與角α存在正比例關(guān)系，綜合分析確定夾角α最優(yōu)值α=40°。

5.2 最優(yōu)參數(shù)組合的確定及其試驗

計算分析表5中的極差可知，綜合試驗所取各因素水平范圍，得出各個因素對理論動力效率Ep的影響程度的順序為從上到下影響強(qiáng)度一次減弱，如圖6所示。

表5 正交試驗各因素及部分交互作用極差

綜合考慮結(jié)合因素搭配表確定各結(jié)構(gòu)參數(shù)及其最優(yōu)組合k2、α2、k3、m2、n3。

綜上所述，在選取的3個水平的試驗中，最優(yōu)參數(shù)組合為：m=2.56，n=11.56，k=4，α=40°，β=40°。采用上述最優(yōu)參數(shù)組合，試驗測得該射流增氧機(jī)理論動力效率Ep=2.34kgO2/(kW·h)，該理論動力效率值比一般射流增氧機(jī)Ep=1.09～1.72kgO2/(kW·h)的動力效率有明顯提高[4,6,9]。

圖6 各結(jié)構(gòu)參數(shù)對理論動力效率影響程度順序

6 結(jié)論

1)該新型自吸式三支管射流增氧機(jī)，具有較高的增氧動力效率，最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)是：m=2.56，n=11.56，k=4，α=40°。

2)該新型自吸式三支管射流增氧機(jī)各個結(jié)構(gòu)因素對增氧動力效率Ep的影響程度順序為：喉管-噴嘴面積比m和吸氣室-噴嘴面積比n影響程度最高，喉管長徑比k和分流錐頭錐角β影響程度次之，喉管-支管夾角α影響程度相對較小。

3)喉管-噴嘴面積比m、吸氣室-噴嘴面積比n之間存在較顯著的交互作用，該顯著性程度處于于兩者各自作用水平和其它3個因素k、β、α獨(dú)立作用水平之間；喉管-噴嘴面積比m、喉管長徑比k之間存在交互作用，其交互作用水平與分流錐頭錐角β接近。

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Innovative Design and Experimental Research on Self-suction Jet Aerator

Sun Xincheng1, Chen Jianneng2, Li Pengpeng2

(1.Zhejiang Industry Polytechnic College,Shaoxing 312000，China; 2. College of Mechanical Engineering and Automation, Zhejiang Sci-Tech University, Hangzhou 310018，China)

To further enhance the jet aerator power efficiency and the effectiveness of the practice, the innovative design of the new type of jet aerator; to study under certain conditions the novel jet aerator device the structure parameters and the theory of dynamic efficiency, determine the index design theory of oxygen transfer efficiency, selection and the index related influencing factors determine the range of the factors were studied by orthogonal test. The results showed that the degree of the structure parameters influence on the aerodynamic efficiency of the oxygen venturi nozzle area than the degree of influence, the other four factors influence is relatively small, comprehensive test results, the impact of the parameters of the primary and secondary order is very obvious; research to obtain optimal parameter set as,,, and; venturi nozzle area ratio and suction chamber and nozzle area ratio between interaction is significant and the significant level below the level of their role, higher than the throat length to diameter ratio, split the angle of cone, throat - branch angle independent action level.

jet aerator； aerator with triple branch pipes； theoretical oxygen-transfer efficiency； orthogonal experiment

2016-03-11

國家自然科學(xué)基金項目(51275481)

孫新城(1979-)，男，山東濰坊人，講師，博士研究生，(E-mail)sunmeng862@163.com。

S969.32+1

A

1003-188X(2017)01-0052-006