電機轉速對文丘里混合充氧機工作性能的影響

孫 昕，劉興社，李鵬飛，孫小琴，李軼楠

(1.西安建筑科技大學環(huán)境與市政工程學院，陜西 西安 710055;2.西北水資源與環(huán)境生態(tài)教育部重點實驗室, 陜西 西安 710055)

湖泊水庫尤其是水深較大的湖庫[1-4],水體流動性小，易發(fā)生季節(jié)性的水體污染，如富營養(yǎng)化、水體色度加大等。混合充氧是目前國內(nèi)外湖庫水質(zhì)原位改善的主導技術，主要分為機械混合和曝氣技術。機械混合主要是利用水泵葉輪或機械攪拌槳產(chǎn)生提升力，將底部水體提升至表層，促進水體循環(huán)[5-6]。被提升至表層的水體與空氣進行表層自然復氧,增加水體溶解氧濃度，抑制湖泊水庫底泥中內(nèi)源污染物的釋放，并給水生生物提供良好的棲息場所。利用機械混合技術混合水體對水質(zhì)改善有一定效果,但由于其僅靠表層大氣自然復氧增加水體溶解氧濃度，充氧效率很低，限制了其應用和發(fā)展。曝氣主要分為擴散曝氣和表面曝氣。擴散曝氣主要是將空氣注入下部水體而實現(xiàn)充氧，同時借助氣泡的上升與膨脹夾帶底部水體，實現(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表面攪拌設備在氣液表面通過氣體夾帶作用而達到充氧目的，但單個設備的服務面積較小，噪音較大，實際應用較少[8-10]。傳統(tǒng)混合充氧設備均不同程度存在能耗高、水下安裝維護難的共性問題。本研究主要研發(fā)基于文丘里原理的機械混合-表層負壓充氧的一體化混合充氧機[11]。雖然國外已有一些利用文丘里原理進行水下曝氣充氧的實驗研究，但都采取離岸水泵和文丘里管先吸入空氣，再通過空氣擴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]，且安裝復雜。本研究將一體化混合充氧機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采用電機驅動葉輪提升底部水體至表層水體，強化水體混合；當上升水流經(jīng)過管徑縮小的文丘里管時，產(chǎn)生負壓而自然吸入空氣，空氣經(jīng)吸氣管進入上升管，在上升過程中不斷與水劇烈混摻、接觸，從而實現(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，加強混合效果。為了探究文丘里混合充氧設備的工作性能，采用自行研制的一體化混合充氧機，系統(tǒng)研究不同電機轉速條件下的混合充氧性能，并建立該設備有效混合半徑的模型預測方法，旨在為經(jīng)濟高效地控制湖庫水體污染提供技術借鑒和應用指導。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

本研究采用的一體化混合充氧機中試系統(tǒng)如圖1和圖2所示。混合充氧機置于直徑1 800 mm，高 1 200 mm的圓形水池內(nèi)，水池有效水深1 100 mm。混合充氧機總高度850 mm， 頂部設JHS-1/60恒速電機1臺，攪拌槳葉展直徑70 mm，攪拌軸長度 400 mm；上升筒高度600 mm，上升筒直徑150 mm；喉管長度100 mm，喉管直徑50 mm，沿喉管四周開設直徑為10 mm的進氣孔4個，喉管與上升筒之間的收縮角為45°；擴散管長度150 mm，擴散角15°。其工作原理為：電機驅動葉輪旋轉，提升底部水體依次經(jīng)過進水筒、上升筒、喉管、擴散管至表層，再以軸對稱形式向四周擴散(圖2)，與底部進水口處抽吸水流共同形成水體循環(huán)。當上升水流經(jīng)過管徑縮小的喉管時，產(chǎn)生文丘里效應而形成負壓，自動吸入空氣，空氣經(jīng)吸氣管進入上升管，在上升過程中實現(xiàn)第一次充氧并增大上升流速，經(jīng)上升管出口的擴散水流通過與空氣再次接觸而實現(xiàn)第二次充氧。

圖1 機械混合充氧機示意圖(單位：mm)

圖2 混合充氧機與水池組合示意圖(單位:mm)

試驗所用儀器主要有：超聲波流速儀(UVP-DUO 瑞士)1臺，UVP-DUO終端控制計算機1臺，UVP-DUO傳感器數(shù)個，用于測定二維流速場；哈希HQ30D便攜式溶解氧測定儀1臺，用于測定水體溶解氧濃度。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 試驗方法

a. 在上升筒下部開設 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)，在電機轉速200～1 400 r/min的范圍內(nèi)，分別通過UVP-DUO快速同時測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轉速之間的關系。

b. 混合充氧機出口擴散水流的流態(tài)類似于氣泡羽流[14-15]，但同時伴隨有機械提升水流，參考BREVIK等的模型公式[14]，利用實驗數(shù)據(jù)優(yōu)化各項參數(shù)，預測表面水流流速的徑向變化以及擴散范圍。

c. 關閉進氣孔，投入適量亞硫酸鈉在硫酸銅中作為催化劑，開啟混合充氧機，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；當水中溶解氧質(zhì)量濃度20 min內(nèi)穩(wěn)定不變時，開啟進氣孔，在不同電機轉速條件下，分別利用哈希HQ30D便攜式溶解氧測定儀每隔10 min自動記錄溶解氧值。主要以復氧時間、氧的總傳質(zhì)系數(shù)、氧的傳質(zhì)效率來探究混合充氧機的充氧性能。

2 試驗結果與分析

2.1 混合充氧機提水混合性能

在電機轉速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，分別測定了上升筒同一斷面的軸向水流流速v，結果見圖3；不同電機轉速條件下的平均流速見圖4。

圖3 不同轉速下上升筒剖面流速分布

圖4 上升筒流速均值與轉速的關系

2.2 混合充氧裝置混合半徑

2.2.1模型參數(shù)的優(yōu)化

為預測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，試驗對BREVIK等流速模型(式(1))的各項參數(shù)進行了優(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為軸向水流到達水體表面的速度，mm/s，以UVP-DUO的實測數(shù)據(jù)為準；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深度，mm；θ為混合充氧裝置出流口的擴散角，(°)；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的關系，在電機轉速為400～1 400 r/min范圍內(nèi)，利用UVP-DUO測定了vp和表面水平向的初始水流速度v0，見表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系

根據(jù)圖5，f與vp基本負線性相關，相關系數(shù)R2=0.987，即f隨著vp的增大而減小，說明隨著上升筒軸向流速的增加，軸向水流變?yōu)樗较蛩鲿r，能量損失增大。利用圖5所示關系，可計算不同電機轉速下的能量損失系數(shù)。

在不同電機轉速下，對水流夾帶系數(shù)β在0.05～0.12范圍內(nèi)進行取值，分析由β引起的流速相對誤差，結果如圖6所示。根據(jù)圖6，β取值在0.08～0.09之間，流速相對誤差極小，因此本研究取β值為0.09。

圖6 流速相對誤差與夾帶系數(shù)β的關系

2.2.2模型的驗證

利用UVP-DUO同步測量完整的二維流場，以混合充氧機出流口的中心為徑向起點，在電機轉速為400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min時分別同時實測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，利用上述模型計算了在相同半徑處的流速值，結果如圖7所示。圖7所示預測值與實測值吻合良好，僅有部分實測值偏大或偏小，可能是由于水流波動性較大以及測定時的誤差導致。

圖7 不同轉速下流速的徑向分布

2.2.3利用模型對混合半徑的預測

由于表面徑向水流流速預測值與實測值誤差較小，可利用所建模型對混合充氧機的混合半徑進行預測。首先計算不同電機轉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)計算不同電機轉速條件下表面水平向初始水流速度v0；最后利用式(1)計算v0的徑向分布，取v0=0的徑向距離為混合充氧機的最大混合半徑L，得到電機轉速為400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min 時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 混合充氧機充氧性能

參考文獻[16-17]對文丘里進氣管充氧性能的研究結果，研究復氧時間、氧的總傳質(zhì)系數(shù)、氧的傳質(zhì)效率與電機轉速的關系。

采用氧傳質(zhì)方程計算氧的總傳質(zhì)系數(shù)KLa：

(3)

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

氧的傳質(zhì)效率OE計算公式為

(4)

其中

2.3.1不同轉速下所需的復氧時間

電機轉速分別為400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min、1 200 r/min時，利用溶解氧儀每隔 10 min 自動記錄溶解氧質(zhì)量濃度，直至溶解氧質(zhì)量濃度達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以上所需的不同復氧時間如圖8所示。

在固定轉速下，隨著混合充氧機運行時間的增加，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。隨著電機轉速的增加，初始溶解氧質(zhì)量濃度達到飽和溶解氧質(zhì)量濃度所需時間隨之縮短，轉速為 1 000 r/min 和 1 200 r/min 所需時間遠小于轉速為600 r/min和800 r/min的所需時間。究其原因，隨著電機轉速的增大，混合充氧機上升筒流速逐漸增加，文丘里喉管處的負壓加大，吸入的空氣量增加，充氧效果改善。

圖8 不同轉速下溶解氧質(zhì)量濃度與時間的關系

2.3.2氧的總傳質(zhì)系數(shù)

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

圖9 不同轉速下氧的總傳質(zhì)系數(shù)與時間的關系

2.3.3氧的傳質(zhì)效率

電機轉速分別為400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min、1 200 r/min時，利用式(4)計算了氧的傳質(zhì)效率OE，見圖10。由圖10可見，氧的傳質(zhì)效率OE與電機轉速R成正比，當電機轉速R從400 r/min增加到1 200 r/min時，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)效率與電機轉速的關系

3 結 論

a. 電機轉速是影響混合充氧機混合性能的主要因素, 混合充氧機的提水流量與電機轉速呈線性關系。

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

c. 針對混合充氧機的出口擴散水流，建立了徑向流速預測模型，并利用實測數(shù)據(jù)優(yōu)化了各項參數(shù)，成功預測了出口流速的徑向變化，模型預測值與實測值吻合良好，由此確定了混合充氧機的最大混合距離。