孫 昕，劉興社，李鵬飛，孫小琴，李軼楠

(1.西安建筑科技大學(xué)環(huán)境與市政工程學(xué)院，陜西 西安 710055;2.西北水資源與環(huán)境生態(tài)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 陜西 西安 710055)

湖泊水庫(kù)尤其是水深較大的湖庫(kù)[1-4],水體流動(dòng)性小，易發(fā)生季節(jié)性的水體污染，如富營(yíng)養(yǎng)化、水體色度加大等。混合充氧是目前國(guó)內(nèi)外湖庫(kù)水質(zhì)原位改善的主導(dǎo)技術(shù)，主要分為機(jī)械混合和曝氣技術(shù)。機(jī)械混合主要是利用水泵葉輪或機(jī)械攪拌槳產(chǎn)生提升力，將底部水體提升至表層，促進(jìn)水體循環(huán)[5-6]。被提升至表層的水體與空氣進(jìn)行表層自然復(fù)氧,增加水體溶解氧濃度，抑制湖泊水庫(kù)底泥中內(nèi)源污染物的釋放，并給水生生物提供良好的棲息場(chǎng)所。利用機(jī)械混合技術(shù)混合水體對(duì)水質(zhì)改善有一定效果,但由于其僅靠表層大氣自然復(fù)氧增加水體溶解氧濃度，充氧效率很低，限制了其應(yīng)用和發(fā)展。曝氣主要分為擴(kuò)散曝氣和表面曝氣。擴(kuò)散曝氣主要是將空氣注入下部水體而實(shí)現(xiàn)充氧，同時(shí)借助氣泡的上升與膨脹夾帶底部水體，實(shí)現(xiàn)上下水體的混合，阻止或破壞水體分層[7]。表面曝氣主要是通過(guò)表面攪拌設(shè)備在氣液表面通過(guò)氣體夾帶作用而達(dá)到充氧目的，但單個(gè)設(shè)備的服務(wù)面積較小，噪音較大，實(shí)際應(yīng)用較少[8-10]。傳統(tǒng)混合充氧設(shè)備均不同程度存在能耗高、水下安裝維護(hù)難的共性問(wèn)題。本研究主要研發(fā)基于文丘里原理的機(jī)械混合-表層負(fù)壓充氧的一體化混合充氧機(jī)[11]。雖然國(guó)外已有一些利用文丘里原理進(jìn)行水下曝氣充氧的實(shí)驗(yàn)研究，但都采取離岸水泵和文丘里管先吸入空氣，再通過(guò)空氣擴(kuò)散管從水下向水體曝氣，雖取得了較好的局部水下曝氣效果，但混合效果極其微弱[12-13]，且安裝復(fù)雜。本研究將一體化混合充氧機(jī)的所有工藝單元全部置于水體表層，安裝更為便捷。本研究研制的文丘里充氧機(jī)采用電機(jī)驅(qū)動(dòng)葉輪提升底部水體至表層水體，強(qiáng)化水體混合；當(dāng)上升水流經(jīng)過(guò)管徑縮小的文丘里管時(shí)，產(chǎn)生負(fù)壓而自然吸入空氣，空氣經(jīng)吸氣管進(jìn)入上升管，在上升過(guò)程中不斷與水劇烈混摻、接觸，從而實(shí)現(xiàn)曝氣充氧。吸入的空氣也因上浮而增加水流速度，增加循環(huán)水量，加強(qiáng)混合效果。為了探究文丘里混合充氧設(shè)備的工作性能，采用自行研制的一體化混合充氧機(jī)，系統(tǒng)研究不同電機(jī)轉(zhuǎn)速條件下的混合充氧性能，并建立該設(shè)備有效混合半徑的模型預(yù)測(cè)方法，旨在為經(jīng)濟(jì)高效地控制湖庫(kù)水體污染提供技術(shù)借鑒和應(yīng)用指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

本研究采用的一體化混合充氧機(jī)中試系統(tǒng)如圖1和圖2所示?；旌铣溲鯔C(jī)置于直徑1 800 mm，高 1 200 mm的圓形水池內(nèi)，水池有效水深1 100 mm。混合充氧機(jī)總高度850 mm， 頂部設(shè)JHS-1/60恒速電機(jī)1臺(tái)，攪拌槳葉展直徑70 mm，攪拌軸長(zhǎng)度 400 mm；上升筒高度600 mm，上升筒直徑150 mm；喉管長(zhǎng)度100 mm，喉管直徑50 mm，沿喉管四周開(kāi)設(shè)直徑為10 mm的進(jìn)氣孔4個(gè)，喉管與上升筒之間的收縮角為45°；擴(kuò)散管長(zhǎng)度150 mm，擴(kuò)散角15°。其工作原理為：電機(jī)驅(qū)動(dòng)葉輪旋轉(zhuǎn)，提升底部水體依次經(jīng)過(guò)進(jìn)水筒、上升筒、喉管、擴(kuò)散管至表層，再以軸對(duì)稱(chēng)形式向四周擴(kuò)散(圖2)，與底部進(jìn)水口處抽吸水流共同形成水體循環(huán)。當(dāng)上升水流經(jīng)過(guò)管徑縮小的喉管時(shí)，產(chǎn)生文丘里效應(yīng)而形成負(fù)壓，自動(dòng)吸入空氣，空氣經(jīng)吸氣管進(jìn)入上升管，在上升過(guò)程中實(shí)現(xiàn)第一次充氧并增大上升流速，經(jīng)上升管出口的擴(kuò)散水流通過(guò)與空氣再次接觸而實(shí)現(xiàn)第二次充氧。

圖1 機(jī)械混合充氧機(jī)示意圖(單位：mm)

圖2 混合充氧機(jī)與水池組合示意圖(單位:mm)

試驗(yàn)所用儀器主要有：超聲波流速儀(UVP-DUO 瑞士)1臺(tái)，UVP-DUO終端控制計(jì)算機(jī)1臺(tái)，UVP-DUO傳感器數(shù)個(gè)，用于測(cè)定二維流速場(chǎng)；哈希HQ30D便攜式溶解氧測(cè)定儀1臺(tái)，用于測(cè)定水體溶解氧濃度。所用藥品主要有亞硫酸鈉和硫酸銅，用于快速消除水體溶解氧。

1.2 試驗(yàn)方法

a. 在上升筒下部開(kāi)設(shè) 8 mm 的小孔，使直徑 8 mm 的探頭緊貼上升筒內(nèi)壁，不影響管內(nèi)水流流態(tài)，在電機(jī)轉(zhuǎn)速200～1 400 r/min的范圍內(nèi)，分別通過(guò)UVP-DUO快速同時(shí)測(cè)定不同條件下上升筒橫斷面的水流流速，研究上升筒水流速度與電機(jī)轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系。

b. 混合充氧機(jī)出口擴(kuò)散水流的流態(tài)類(lèi)似于氣泡羽流[14-15]，但同時(shí)伴隨有機(jī)械提升水流，參考BREVIK等的模型公式[14]，利用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)優(yōu)化各項(xiàng)參數(shù)，預(yù)測(cè)表面水流流速的徑向變化以及擴(kuò)散范圍。

c. 關(guān)閉進(jìn)氣孔，投入適量亞硫酸鈉在硫酸銅中作為催化劑，開(kāi)啟混合充氧機(jī)，均勻溶解藥劑，將水中溶解氧質(zhì)量濃度消解至2 mg/L以下；當(dāng)水中溶解氧質(zhì)量濃度20 min內(nèi)穩(wěn)定不變時(shí)，開(kāi)啟進(jìn)氣孔，在不同電機(jī)轉(zhuǎn)速條件下，分別利用哈希HQ30D便攜式溶解氧測(cè)定儀每隔10 min自動(dòng)記錄溶解氧值。主要以復(fù)氧時(shí)間、氧的總傳質(zhì)系數(shù)、氧的傳質(zhì)效率來(lái)探究混合充氧機(jī)的充氧性能。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 混合充氧機(jī)提水混合性能

在電機(jī)轉(zhuǎn)速R為200 r/min、400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min、1 200 r/min、1 400 r/min時(shí)，分別測(cè)定了上升筒同一斷面的軸向水流流速v，結(jié)果見(jiàn)圖3；不同電機(jī)轉(zhuǎn)速條件下的平均流速見(jiàn)圖4。

圖3 不同轉(zhuǎn)速下上升筒剖面流速分布

圖4 上升筒流速均值與轉(zhuǎn)速的關(guān)系

2.2 混合充氧裝置混合半徑

2.2.1模型參數(shù)的優(yōu)化

為預(yù)測(cè)混合充氧裝置出口水流流速沿徑向的變化以及混合充氧裝置混合半徑，試驗(yàn)對(duì)BREVIK等流速模型(式(1))的各項(xiàng)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。

(1)

其中

bp=r0+htanθ

式中：u0(r)為徑向不同半徑r處的速度，mm/s；vp為軸向水流到達(dá)水體表面的速度，mm/s，以UVP-DUO的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)為準(zhǔn)；bp為初始條件下的r取值，mm；β為水流夾帶系數(shù)；r0為混合充氧裝置出流口半徑，mm；h為混合充氧裝置出流口的淹沒(méi)深度，mm；θ為混合充氧裝置出流口的擴(kuò)散角，(°)；f為軸向水流為水平向水流的能量損失系數(shù)。

中心表面軸向水流變?yōu)樗较蛩鞔嬖谀芰繐p失，為了探究f與vp的關(guān)系，在電機(jī)轉(zhuǎn)速為400～1 400 r/min范圍內(nèi)，利用UVP-DUO測(cè)定了vp和表面水平向的初始水流速度v0，見(jiàn)表1。

表1 中心表面軸向速度、表面水平初始速度Table 1 Axial velocity of the central surface and initial horizontal velocity of the surface

根據(jù)表1數(shù)據(jù)，以vp為橫軸，損失系數(shù)f為縱軸，擬合了f隨vp的關(guān)系如圖5所示。

圖5 能量損失系數(shù)f與中心處表面軸向速度的關(guān)系

根據(jù)圖5，f與vp基本負(fù)線(xiàn)性相關(guān)，相關(guān)系數(shù)R2=0.987，即f隨著vp的增大而減小，說(shuō)明隨著上升筒軸向流速的增加，軸向水流變?yōu)樗较蛩鲿r(shí)，能量損失增大。利用圖5所示關(guān)系，可計(jì)算不同電機(jī)轉(zhuǎn)速下的能量損失系數(shù)。

在不同電機(jī)轉(zhuǎn)速下，對(duì)水流夾帶系數(shù)β在0.05～0.12范圍內(nèi)進(jìn)行取值，分析由β引起的流速相對(duì)誤差，結(jié)果如圖6所示。根據(jù)圖6，β取值在0.08～0.09之間，流速相對(duì)誤差極小，因此本研究取β值為0.09。

圖6 流速相對(duì)誤差與夾帶系數(shù)β的關(guān)系

2.2.2模型的驗(yàn)證

利用UVP-DUO同步測(cè)量完整的二維流場(chǎng)，以混合充氧機(jī)出流口的中心為徑向起點(diǎn)，在電機(jī)轉(zhuǎn)速為400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min時(shí)分別同時(shí)實(shí)測(cè)了表面水流在徑向半徑為350 mm、450 mm、550 mm、650 mm、750 mm處的流速值，利用上述模型計(jì)算了在相同半徑處的流速值，結(jié)果如圖7所示。圖7所示預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值吻合良好，僅有部分實(shí)測(cè)值偏大或偏小，可能是由于水流波動(dòng)性較大以及測(cè)定時(shí)的誤差導(dǎo)致。

圖7 不同轉(zhuǎn)速下流速的徑向分布

2.2.3利用模型對(duì)混合半徑的預(yù)測(cè)

由于表面徑向水流流速預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值誤差較小，可利用所建模型對(duì)混合充氧機(jī)的混合半徑進(jìn)行預(yù)測(cè)。首先計(jì)算不同電機(jī)轉(zhuǎn)速條件下的上升筒軸向水流速度均值,然后根據(jù)表1所示數(shù)據(jù)得到式(2)，利用式(2)計(jì)算不同電機(jī)轉(zhuǎn)速條件下表面水平向初始水流速度v0；最后利用式(1)計(jì)算v0的徑向分布，取v0=0的徑向距離為混合充氧機(jī)的最大混合半徑L，得到電機(jī)轉(zhuǎn)速為400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min 時(shí)最大混合半徑分別為3 800 mm、5 200 mm、8 300 mm和12 000 mm。

v0=vPf

(2)

2.3 混合充氧機(jī)充氧性能

參考文獻(xiàn)[16-17]對(duì)文丘里進(jìn)氣管充氧性能的研究結(jié)果，研究復(fù)氧時(shí)間、氧的總傳質(zhì)系數(shù)、氧的傳質(zhì)效率與電機(jī)轉(zhuǎn)速的關(guān)系。

采用氧傳質(zhì)方程計(jì)算氧的總傳質(zhì)系數(shù)KLa：

(3)

式中：CS為水中氧的飽和質(zhì)量濃度，mg/L；t為充氧時(shí)間，min；C0為充氧機(jī)開(kāi)始充氧時(shí)水體中溶解氧的初始質(zhì)量濃度，mg/L；Ct為在充氧時(shí)間為t時(shí)水體中溶解氧的質(zhì)量濃度，mg/L。

氧的傳質(zhì)效率OE計(jì)算公式為

(4)

其中

2.3.1不同轉(zhuǎn)速下所需的復(fù)氧時(shí)間

電機(jī)轉(zhuǎn)速分別為400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min、1 200 r/min時(shí)，利用溶解氧儀每隔 10 min 自動(dòng)記錄溶解氧質(zhì)量濃度，直至溶解氧質(zhì)量濃度達(dá)8 mg/L以上，溶解氧質(zhì)量濃度從2 mg/L以下上升至8 mg/L以上所需的不同復(fù)氧時(shí)間如圖8所示。

在固定轉(zhuǎn)速下，隨著混合充氧機(jī)運(yùn)行時(shí)間的增加，溶解氧質(zhì)量濃度逐漸增加至飽和溶解氧質(zhì)量濃度值，并且隨著溶解氧質(zhì)量的升高，增加幅度逐漸減小。隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速的增加，初始溶解氧質(zhì)量濃度達(dá)到飽和溶解氧質(zhì)量濃度所需時(shí)間隨之縮短，轉(zhuǎn)速為 1 000 r/min 和 1 200 r/min 所需時(shí)間遠(yuǎn)小于轉(zhuǎn)速為600 r/min和800 r/min的所需時(shí)間。究其原因，隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速的增大，混合充氧機(jī)上升筒流速逐漸增加，文丘里喉管處的負(fù)壓加大，吸入的空氣量增加，充氧效果改善。

圖8 不同轉(zhuǎn)速下溶解氧質(zhì)量濃度與時(shí)間的關(guān)系

2.3.2氧的總傳質(zhì)系數(shù)

電機(jī)轉(zhuǎn)速分別為400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min、1 200 r/min時(shí)，利用式(3)計(jì)算了氧的總傳質(zhì)系數(shù)KLa，結(jié)果如圖9所示。在固定轉(zhuǎn)速下，隨著復(fù)氧時(shí)間的延長(zhǎng)，水體溶解氧質(zhì)量濃度逐漸升高，KLa隨著復(fù)氧時(shí)間呈遞增趨勢(shì)。在不同轉(zhuǎn)速下，KLa隨著轉(zhuǎn)速增加而加大，且隨著轉(zhuǎn)速的增加，KLa的增幅更加明顯，轉(zhuǎn)速為1 200 r/min時(shí)，KLa的變化范圍為0.5～1.2，轉(zhuǎn)速為600 r/min時(shí)，KLa的變化范圍為0.1～0.3。其原因，一是電機(jī)轉(zhuǎn)速的增加，上升筒流速逐漸增加，文丘里喉管處的負(fù)壓加大，吸入的空氣量增加，空氣量增大時(shí)會(huì)在水膜表面產(chǎn)生更為劇烈的紊流，水膜的破壞和更新速度加快，導(dǎo)致氧的傳質(zhì)系數(shù)增大；二是曝氣量增大時(shí)會(huì)增加單位時(shí)間內(nèi)水中的氣泡數(shù)量，進(jìn)而增大氣-水界面的總面積。

圖9 不同轉(zhuǎn)速下氧的總傳質(zhì)系數(shù)與時(shí)間的關(guān)系

2.3.3氧的傳質(zhì)效率

電機(jī)轉(zhuǎn)速分別為400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min、1 200 r/min時(shí)，利用式(4)計(jì)算了氧的傳質(zhì)效率OE，見(jiàn)圖10。由圖10可見(jiàn)，氧的傳質(zhì)效率OE與電機(jī)轉(zhuǎn)速R成正比，當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)速R從400 r/min增加到1 200 r/min時(shí)，氧的傳質(zhì)效率從11.8 kg/(MW·h)增加到 24.5 kg/(MW·h)。其原因主要是由于水膜更新速度加快以及水中氣泡密度的增大[18]。

圖10 氧傳質(zhì)效率與電機(jī)轉(zhuǎn)速的關(guān)系

3 結(jié) 論

a. 電機(jī)轉(zhuǎn)速是影響混合充氧機(jī)混合性能的主要因素, 混合充氧機(jī)的提水流量與電機(jī)轉(zhuǎn)速呈線(xiàn)性關(guān)系。

b. 混合充氧機(jī)的充氧性能與喉管處所產(chǎn)生的負(fù)壓息息相關(guān)，直接取決于電機(jī)轉(zhuǎn)速；隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速的增大，水體溶解氧濃度達(dá)到飽和值所需的復(fù)氧時(shí)間逐漸減小，氧的總傳質(zhì)系數(shù)和氧的傳質(zhì)效率均逐漸增大。

c. 針對(duì)混合充氧機(jī)的出口擴(kuò)散水流，建立了徑向流速預(yù)測(cè)模型，并利用實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)優(yōu)化了各項(xiàng)參數(shù)，成功預(yù)測(cè)了出口流速的徑向變化，模型預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值吻合良好，由此確定了混合充氧機(jī)的最大混合距離。