微曝氧化沟气泡羽流氧输运特性研究

微曝氧化沟气泡羽流氧输运特性研究
董鑫;李永强;曾倩;刘凤霞;刘志军;许晓飞
【摘要】氧化沟工艺中曝气装置是耗能最大的部分,为达到节能降耗的目的,以清水为液相环境,对微曝氧化沟内充氧性能进行实验研究.基于氧传质理论,研究微曝氧化沟复杂流动条件下气泡羽流氧传质过程,分析曝气量、横向推流强度和曝气器布置方式对曝气充氧性能的影响,得出最优实验工况.横向流动可提高氧体积传质系数;均匀布置微孔曝气器可使增氧能力提高35％.综合考虑体积传质系数和系统动力效率,获得最优实验工况,为实现氧化沟工艺的节能降耗和优化运行提供理论依据.
【期刊名称】《常州大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2019(031)002
【总页数】8页(P19-26)
【关键词】气泡羽流;氧传质;曝气充氧性能;动力效率;优化工况
【作者】董鑫;李永强;曾倩;刘凤霞;刘志军;许晓飞
【作者单位】大连理工大学化工机械与安全学院,辽宁大连 116024;大连理工大学化工机械与安全学院,辽宁大连 116024;大连理工大学化工机械与安全学院,辽宁大连 116024;大连理工大学化工机械与安全学院,辽宁大连 116024;大连理工大学化工机械与安全学院,辽宁大连 116024;大连理工大学化工机械与安全学院,辽宁大连 116024
【正文语种】中文
【中图分类】X703.3
目前污水处理工艺主要是好氧微生物处理，而曝气设备是好氧过程的关键部分[1]。

曝气充氧是污水微生物处理过程中一个重要的环节，不仅为微生物提供足够的溶解氧(DO)，还可以使混合液搅拌均匀[2-3]。

与此同时，曝气也是污水处理过程中的
主要能耗系统，约占污水处理厂总能耗的45%～75%[4]。

氧化沟普遍采用传统的机械曝气方式，虽兼有曝气充氧和混合推流的功能，但在实际运转操作时很难分别独立控制充氧量和流速，导致出水水质和节能降耗效果受到影响[5-6]。

微孔曝气
器和潜水推流设备组合的方式可以分别独立完成对氧化沟内混合液的充氧和混合推流，从而更有利于控制氧化沟内混合液的流速和溶解氧分布[7-9]，氧化沟沟渠可
以更好地实现好氧和厌氧交替出现的工艺条件。

曝气设备根据气泡大小可以分为大气泡曝气器和微孔曝气器，当气泡直径大于5 mm的时候可以认为是大气泡曝气器，当气泡直径小于5 mm时则为小气泡曝气器[10]。

微孔曝气器相比于大气泡
曝气器可以产生较小的气泡，因此具有更高的氧转移效率[11]。

采用微孔曝气器相比于传统的曝气器可以节约50%的能量[12-14]。

由此，研究微孔曝气器在氧化沟复杂流体环境下的充氧过程对于提高污水处理效果及降低能耗具有非常重要的意义。

目前国内外在曝气器布置方式及横向流动对清水条件下气泡羽流曝气充氧性能方面的影响研究较少，现有的研究关注的重点仅局限在氧总体积传质系数的提高[15]，对于曝气过程中的能耗问题关注不多。

本文以清水为液相环境，研究微曝氧化沟内环流和气泡羽流共同作用下的气液相间氧传质过程。

分析曝气量Q、横向推流强
度和不同曝气器布置方式对氧传质系数、曝气充氧效率和充氧能力等参数的影响。

将动力效率εSAE作为主要参考指标，并结合考虑增氧能力VSOTR、氧总体积传
质系数KLa20和氧利用率εSAE的变化规律，优化操作参数，为微曝氧化沟在实
际污水处理工况中的应用提供参考。

1 实验装置与方法
1.1 实验仪器
图1 实验流程示意图
本实验所用到的微曝氧化沟实验装置流程图如图1所示。

实验主要在由有机玻璃
加工而成的微曝氧化沟内进行，其尺寸为1.3 m×0.277 m×0.33 m(长×宽×高)，包含直流区(950 mm)和弯道两部分，实验有效水深为0.2 m。

微孔曝气管是一种
由新型化纤增强改良塑料制成的软性管状曝气器，管外径为15 mm，内径为10 mm，有效曝气长度为200 mm。

该管表面布满气孔，当曝气时孔口鼓胀张开，
不曝气时孔口收缩关闭，因此能在很大程度上避免污泥堵塞孔口。

此管产生的气泡直径较小，上升速度缓慢，有利于传质。

将曝气管固定在直沟道底部中间位置，曝气中心位置离沟道两边670 mm。

经气体转子流量计与空气压缩机相连，气体转
子流量计量程为0～5 m3/h，溶解氧探头安装在距离曝气中心340 mm处，潜水推流泵分别置于两个弯道入口处，距离入口208 mm，如图2。

图2 微曝氧化沟监测截面位置示意图(俯视)
1.2 实验试剂
气液传质过程在氧化沟内进行，微孔曝气装置安置在直沟道底部，实验采用自来水，根据ASCE准则对水中的溶解氧(DO)含量进行实时测量。

通过向清水中加入脱氧
剂亚硫酸钠(Na2SO3)和催化剂氯化钴(CoCl2)进行一定时长的脱氧，直至溶解氧
浓度趋近于0；然后打开空气压缩机，向氧化沟内鼓入一定流量的空气，同时开启溶解氧测定仪对沟道内相应位置的溶解氧浓度进行测量，并设置时间间隔为20 s
对溶解氧浓度进行实时记录，直至趋近于饱和。

根据记录的溶解氧浓度(DO)数据，利用线性回归方程拟合即可得到氧传质系数。

图3 曝气管布置方式图
1.3 实验步骤
本文在6种曝气量(0.5，1，1.5，2，2.5 m3/h和3 m3/h)曝气器管布置方式
(A1(单管中间式)、A2(单管侧壁式)、A3(双管式)和A4(均布式)，如图3，图中距
离单位均为mm)和5种横向流动(见表1)下进行实验，探究不同工况对氧化沟复
杂流动条件下氧传质的影响规律。

表1 横向流态工况表横向推流工况S1S2S3S4S5p1 / kW00.022 50.0450.022 50.045p2 / kW0000.022 50.045
表1所示，工况S1为无横向流速，工况S2为推流器P1半开，工况S3为推流器P1全开，工况S4为2台推流器P1，P2均半开，工况S5为P1，P2均全开。

1.3.1 标准氧总体积传质系数
基于微曝氧化沟装置内的流动特性，可采用非稳态的方法在清水中对氧传质实验进行一系列的测定。

通过测定充氧过程相应位置处的液相中溶解氧浓度，以此来代表沟道中参数的变化情况。

以曝气过程中DO浓度随时间变化的增加速率来评估曝
气充氧性能，将指定点采用非稳态法所获得的DO数据代入简化的质量传递模型，可估算总体积传质系数KLa。

(1)
积分可得
(2)
式中：C0表示的是溶解氧在t=t0时刻的溶解氧浓度；C表示的是溶解氧在t时刻的溶解氧浓度，曝气开始后，利用溶氧仪时刻记录水体中溶解氧浓度C随时间的
变化情况；CS表示是对应温度下饱和溶解氧浓度，将实验获得的C，t和已知的CS代入式(2)，利用线性回归方程即可拟合得到KLa值。

然后对其进行校正，转换成标况20 ℃，可利用下式计算得到
KLa20=KLa×1.024(20-T)
(3)
式中KLa20为20℃下标准氧总体积传质系数。

1.3.2 标准氧气传输速率
标准氧传输速率VSOTR表示标况下单位时间内向清水传递的氧量，也称作增氧能力。

VSOTR与KLa，CS(20)和液相体积V有关，其定义是曝气装置在温度20℃
和气压0.1 MPa条件下，每单位时间内向体积为V的清水转移的氧气质量，kg/h。

VSOTR=KLa20·CS(20)·V
(4)
式中：V表示液相体积，m3；CS(20)表示的是20 ℃清水中的饱和溶解氧质量浓度，9.17 mg/L。

1.3.3 标准氧气传输效率
氧气传输效率描述的是氧气通过传质作用转移到液相中的质量占总供氧量的比例，即氧利用率，单位是百分比。

氧利用率是评价曝气器传质性能的指标之一，标准氧气传输效率ηSOTE表达式如式(5)所示。

相同吸氧量条件下，供氧量越小氧利用率则越高，但此刻供氧量可能无法达到微生物需氧要求。

(5)
式中WO2表示供氧量，kg/h。

1.3.4 标准曝气效率
标准曝气效率又称为动力效率εSAE，是曝气装置在标况下每消耗1 kW·h的有用
功给液相传递的氧量。

据定义εSAE大小由VSOTR和输入能量共同决定，单位是kg/(kW·h)。

具体计算公式为
(6)
式中P表示输入能量，kW。

上述表征参数均是曝气器充氧性能最常用的评价指标，已有研究关注的重点是氧总体积传质系数、增氧能力和氧利用率的变化趋势，对动力效率研究甚少。

而动力效率是上述评价方法中唯一的效能指标，代表整个系统在曝气过程中的能量消耗。

曝气装置性能最佳评价指标是在满足系统氧输运要求下比较曝气效率的高低，以此来达到氧化沟节能降耗的目的，这也是本文关注的重点。

2 结果分析与讨论
2.1 曝气量对曝气充氧性能的影响
图4给出了清水中单管中间式曝气器布置方式(A1)下曝气充氧性能参数随着曝气流量的变化情况。

图4(a)是不同横向流动条件下氧体积传质系数随曝气量的变化趋势。

从图4(a)可以看出，随着曝气量的增加，不同横向流动工况下的KLa20均增加，即氧总体积传质系数与曝气量呈正比的关系。

这是因为增加曝气量，曝气管单位时间内产生的气泡数量增多，这不仅增加单位体积气液相接触面积，还强化了水体紊乱程度，加强了气液传质。

随着曝气量增加，KLa20虽一直在增加，但增加趋势越来越平缓，当Q从0.5 m3/h增加到1 m3/h时，S1工况中KLa20由5.8 h-1增加至9.01 h-1，增加幅度达到55%；曝气量继续增加，KLa20的增加趋势逐渐减弱。

这是因为当曝气量增加时，相同条件下给曝气管所受气压增大，导致膜孔尺寸扩张，使得气泡尺寸变大，减小了气液界面面积，不利于气液传质，在一定程度上削弱了KLa20的增加速率。

从图4(b)中可以看到，曝气量≤1.5 m3/h 时，横向流态为S3和S4工况中的VSOTR大小基本是一致的，随着曝气量的增加，S4的增氧能力比S3略强，且当Q大于1.5 m3/h时，S4与S5在增氧能力上的差距逐渐缩小，并在曝气量达到3 m3/h时，二者几乎一致。

图4 清水中曝气充氧性能参数随曝气量的变化规律(单管中间式)
图4(c)表示氧利用率随曝气量的变化趋势。

从图4(c)中可以看出，ηSOTE与曝气
量成反比关系，5种横向流态工况下的ηSOTE值在Q=0.5 m3/h时均为最大，且在S5工况下氧利用率值达到6.11%，随着曝气量的增大，此工况氧利用率降低速率最快。

虽然增氧能力随着曝气量的增加而增加，但同时也使得气泡在水体中的上升速度加快，缩短了气泡的停留时间，导致气液传质过程进行不充分；另外水体湍动强烈，气泡更易发生聚并，气泡直径增大，单位体积气液界面面积减小，导致大多数氧未得到有效利用。

增氧能力的增幅相比于曝气量的增加值来说小，从而致使氧利用率随曝气量的增加而减小。

从图4(d)中可以看出，随着曝气量的增大，不
同横向流态下的εSAE变化趋势不同，S1和S2两种工况的动力效率随曝气量的增加而减小，其中S2工况在Q=0.5 m3/h时对应的εSAE是此布管方式中最大值，达到0.067 kg·kW-1·h-1；而其他3种工况的动力效率随曝气量的增大呈现出先
增加后减小的趋势，在Q=1 m3/h时达到最大值，随后逐渐减小，其中S4工况
的动力效率最佳。

2.2 横向推流作用对曝气充氧性能的影响
为探究沟渠中横向流动对微孔曝气充氧过程中充氧性能参数的影响，对4种曝气
管布置方式A1，A2，A3和A4中氧传质过程在不同横向推流工况下的变化规律
进行了分析，考察了其在曝气量Q=0.5 m3/h时KLa20的变化情况。

由图5(a)可知，单管中间式的氧传质效果较好，尤其是在有横向流速的S2，S3工况下，此布管方式下所得的KLa20值是最高的；而双管式和均布式在有横向流的工况下，KLa20变化规律及大小几乎相同，二者在S4，S5两种横向流工况下氧体积传质系数大小一致。

沟道内横向流速越大，且流速分布越均匀时，越有利于氧传质的进行，KLa20值也会越大。

图5(b)和图5(c)中增氧能力VSOTR及氧利用率ηSOTE也表现出相同的规律。

横向流动的存在会加速气泡从曝气孔口脱离，从而使得初始气泡尺寸减小，气液比表面积增大，有利于传质的进行；另外，横向流抵消了气泡垂直上升的螺旋运动，改变了气泡原来的运动轨迹，延长了气泡在水中的停留时间，使
得氧传质系数得到提高，因此横向流有利于氧传质过程的进行。

图5 清水中曝气充氧性能参数随横向推流作用的变化规律(Q=0.5 m3/h)
图5(d)表示的是理论动力效率εSAE在不同工况下的变化情况。

在小曝气量时，
A1，A2，A3 3种布管方式的动力效率在不同横向流工况中呈现出相同的变化规律，随着水平流速的变化表现出先增加后减小，紧接着又再次增加后又减小的趋势，其中A1，A2在S2工况下氧利用效率最高，A3则是在S4工况中取得最佳值。

A4布管方式的氧利用率则是先减小后增大随后又降低的变化，并在S4工况中
εSAE取得最大值，这也是所有工况中动力效率最佳的操作工况。

4种布管方式在
S5工况下的动力效率均不高，主要是因为S5工况消耗的有用功过多。

2.3 曝气器布置方式对曝气充氧性能的影响
图6为曝气器布置方式对氧传质规律的影响。

当沟道中无横向流存在时，4种布管方式在6种曝气量情况下，单管侧壁式的氧传质效果最差，主要是因为侧壁式的
布管方式靠近外壁，由于气泡羽流在牛顿流体中会受到柯恩达效应(又称附壁效应)的影响，气泡会在壁面附近大量聚集融合形成大气泡，造成曝气量分布不均匀，影响传质效果。

从图6(a)和图6(b)中也能看到在Q=0.5 m3/h时，在同一横向流工况、不同布管方式下的KLa20和增氧能力VSOTR差别不大，说明小曝气量时，
布管方式对氧传质的影响不大。

从图6(c)可以看到在无横向流的工况下，单管侧壁式的氧利用效率一直都是最低；Q=0.5 m3/h，单管中间式氧利用率最高；当曝气量大于0.5 m3/h时，均布式
ηSOTE值最大，且随着Q的增加越发显出其优势，在Q=3 m3/h时，A4相比于A3有35%的增幅。

在S4工况中，即使沟道中有均匀横向流动，单管侧壁式的氧
利用率情况相比于其他布管方式依然不占优势，而双管式和均布式的氧利用率大小几乎是相同的。

将图6(b)与图6(c)对比分析发现，在相同的曝气量下，氧利用率
随布管方式的变化与增氧能力一致。

由ηSOTE的定义可知，当给系统的总供氧量
固定时，ηSOTE与增氧能力的变化而变化，当曝气量增大，向系统输入的总供氧量也就增大，与此同时增氧能力的增量赶不上供氧量的增幅，通过传质进入水体的氧量占比缩小，使得曝气系统的氧利用率降低。

图6(d)中，随着Q的增大，各布管方式的动力效率均逐渐减小，其中单管中间式的εSAE下降速率最快，均布式最慢，即在大曝气量下，均布式的布管方式得到的系统动力效率最高。

由于曝气量增加时，系统消耗的有用功越多，而每消耗单位电能使氧气转移到水体中的量并未有所增加，从而导致系统理论动力效率越来越低。

图6 清水中不同曝气器布置方式下曝气充氧性能参数大小(S1工况)
3 结论
以清水为液相环境，研究了微曝氧化沟内环流和气泡羽流共同作用下的气液相间氧传质过程。

分析曝气量、横向推流强度和不同曝气器布置方式对氧传质系数、曝气充氧效率和充氧能力等参数的影响，得到以下结论：
微孔曝气过程中，随着曝气量的增加，氧的总体积传质系数和增氧能力增加，而氧利用率随之下降，系统的动力效率也呈现出不同的变化。

应综合考虑系统需氧量和能耗利用率来进行曝气充氧，避免能源浪费。

横向推流作用显著提高了曝气充氧性能参数。

横向推流作用增强，氧总体积传质系数、增氧能力以及氧利用率均增加。

曝气器布置方式为均布式时传质效果及效能指标明显优于其他布置方式。

综合考虑曝气充氧传质效果和系统动力效率，清水条件下的最佳运行工况是：曝气量1 m3/h、曝气器均布式布置、S4横向推流运行工况。

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