扬水曝气器提水能力模型研究

扬水曝气器提水能力模型研究

1同温层曝气器湖泊水库的流动性很低，容易形成从上到下的分层现象。下层水体由于底泥的耗氧使溶解氧减少,处于厌氧状态,使水生生态环境恶化;厌氧条件会引起底泥有机质、氮、磷、铁、锰的溶解释放,造成水体内源污染,水体色度、嗅味加大,pH值下降,藻类繁殖,水质恶化。另外,湖泊水库水体流动性小的特点也有利于藻类的生长,使得藻类能够停留在水体表层,接受阳光,进行光合作用。国内目前尚没有在水源地原位利用压缩空气增加深水水库溶解氧、抑制底泥污染物释放、破坏水体分层、控制藻类生长的研究和应用。国外从上世纪60年代就开始这方面的研究和应用,主要有3种技术:同温层曝气、空气管混合以及扬水筒混合。同温层曝气是只向下层水体充氧,而不破坏水体分层的充氧技术,John研究了同温层气泡动力学,建立了同温层曝气器充氧能力模型和扩散模型,已形成了较为成熟的设计应用技术。美国的Prince湖和WesternBranch湖,柏林Tagel湖均采用同温层曝气器增加下层水体溶解氧,取得了良好的效果。同温层曝气对水体的循环范围小,不利于溶解氧向四周扩散。它只能解决底泥污染物释放问题,不能直接控制藻类生长。空气管混合是在水底水平敷设开孔的气管,压缩空气从孔眼释放到水中,气泡上升时将上下层水体混合,使表层藻类迁移到下层,因得不到光照而死亡。目前对气泡混合的研究也比较充分。荷兰NieuweMeer湖用空气管混合上下水层,抑制了蓝藻的繁殖;英国Hanningfield水库用空气管混合使浮游微生物下降了66%。空气管混合的强度较小,影响范围小。扬水筒为一垂直安装于水中的直筒,它利用压缩空气间歇性地向直筒中释放大气弹,推动下层水体向上流动,使上下层水体循环混合,达到破坏水体分层、控制藻类生长的目的。韩国的Daechung湖采用扬水筒混合水体,控制湖泊浮游植物的生长。扬水筒混合的脉动性强,破坏水体分层时影响范围大,有时影响范围达几公里。但扬水筒本身不具备直接充氧功能。由于扬水筒内是非均相泡状流动,且为非恒定流动,其流动过程较复杂,因而这方面的理论研究较少。扬水曝气器是在扬水筒基础上开发的水源水质改善设备,对扬水筒结构进行了改进,增加了直接充氧功能;对内部结构进行了优化,提高了效率。扬水曝气器具有混合上下水层、给下层水体充氧、抑制底泥污染物释放、迫使藻类向下层无光区迁移,使其生长受到抑制甚至死亡的作用。扬水曝气器如图1所示,由曝气室、回流室、气室、上升筒、空气释放器、水密仓、供气管道和锚固装置组成。扬水曝气器以压缩空气为动力,压缩空气连续地通入空气释放器,以小气泡的形式向曝气室释放,从而向水体充氧。充氧水流从回流室返回到下层水体,充氧后的尾气收集在气室中。当气体充满气室后,瞬间向上升筒释放,并形成大的气弹。气弹迅速上浮,形成了上升的活塞流,推动上升筒中的水体加速上升,直至气弹冲出上升筒出口。随后,上升筒中的水流在惯性作用下继续上升,直至下一个气弹形成。上升筒不断从下端吸入水体输送到表层,被提升的底层水与表层水混合后向四周扩散,形成了上下水层间的循环混合。2杨水闪燃技术的应用2.1扬水曝气水质改善应用扬水曝气器首次应用于天津自来水公司水源地,用于抑制藻类的生长繁殖。天津某水厂原水预沉池,平面尺寸为200m×200m,水深8～9m,容积30万m3,水力停留时间24h。预沉池原水来源于天津于桥水库,由于于桥水库已处于富营养化状态,藻类大量繁殖,4～6月份以绿藻、硅藻为主,7～9月份以蓝藻、绿藻为主,进水叶绿素a含量9～49μg/L,藻类计数800～4000万个/L。富营养化给水厂水处理工艺增加了负担,影响了出水水质。为了抑制藻类生长,改善原水水质,天津自来水公司以国家“863”计划项目——北方地区安全饮用水保障技术为依托,进行了扬水曝气水质改善应用研究。2004年5月,在预沉池中安装了2台扬水曝气器,直径400mm,高度6.3m,用空压机向扬水曝气器供气,供气量3m3/min。为了考察扬水曝气器的运行效果,采用间断运行的方式,即运行10d,再停止运行10d。每天测定预沉池进出水口藻类叶绿素含量,并测定预沉池中藻类的平面和竖向分布。自5月中旬至9月底,连续测定了4个月,其中扬水曝气器运行54d,停止运行69d。部分测定结果如图2所示。统计结果显示,在停止运行期间,藻类在预沉池中出现了生长,出口叶绿素a含量平均比进口增加了9.32%;在扬水曝气器开启运行的55d中,藻类生长基本被抑制,并出现了一定程度的负增长,负增长量为-4.64%。则扬水混合使叶绿素a净减少13.96%。2.2水体氨氮含量变化山西万家寨引黄工程,自黄河万家寨水库取水,经管渠输送至汾河上游河道,沿天然河道流入汾河水库,再通过管道送入太原呼延水厂。工程自2003年10月向太原供水,2005年3月中旬,当水库化冰后,氨氮突然升高,达到1.1mg/L。在此期间,流域范围内未降雨,引黄工程也未向汾河水库补水。经专家论证分析,氨氮可能来源于底泥内源污染。冬季水库结冰后,水体出现分层现象,下层水温接近4℃,密度最大,下沉到底层,表层水温<4℃,密度轻,浮于表面。在底层,由于底泥耗氧,使得溶解氧降低,最终出现厌氧状态。在厌氧条件下,底泥中的含氮有机物在氨化细菌作用下,分解为NH3-N。化冰后,在风浪作用下使水体混合,将下层高NH3-N水体与整个水库水体混合,使水库NH3-N含量升高。为了破坏水体分层,增加下层水体溶解氧,抑制底泥氨氮释放,于2005年12月在汾河水库安装了11台扬水曝气器,间距400m。扬水曝气器直径800mm,长度12m。汾河水库2005年12月5日封冻,2006年1月17日扬水曝气器开始试运行,实际运行气量5～40m3/min。运行后,下层溶解氧从1～2mg/L逐步回升到2mg/L以上,部分溶解氧测定结果如图3所示。下层水体氨氮也从0.2mg/L减小到0.05mg/L,如图4所示。2006年3月中旬化冰后,出水中氨氮浓度维持在0.1mg/L以下。与2005年同期相比,氨氮减少了90%。3杨水处理厂的防水性能3.1上升筒式气弹的形成过程随着一个个气弹的形成上升,上升筒中的流动速度表现为周期性变化。在一个气弹周期中,流动过程分为2个阶段,第1阶段为加速阶段,即气弹形成,推动水流加速上升,直至气弹冲出上升筒出口;第2阶段为降速阶段,即上升筒中的水流在惯性作用下减速上升,直至下一个气弹形成。这2个阶段的流体受力及流动规律不同,现分别对2阶段流体进行流动分析,建立描述流体运动的数学模型。3.1.1观察指标的计算方法该阶段上升筒中的流动为气液两相弹状流动,弹状气泡占据了绝大部分过流断面(其直径约为上升筒直径的0.75倍),在气弹和管壁间留有很小的缝隙,气弹和水流间存在着相对滑动。为了研究水流的上升过程,将上升筒进出口间所有的水体和气弹作为一个隔离体来分析,如图5所示。该阶段,隔离体受到浮力和管壁摩擦阻力的共同作用。分别计算浮力和摩擦力,利用牛顿第二定律,可以得到上升流体的动力学方程,如下式:F=F浮-F阻=ma=mdυdt=mdυdydydt=mυdυdy(1)=ma=mdυdt=mdυdydydt=mυdυdy(1)式中:F浮——气弹对隔离体的浮力(N);F阻——管壁对水流的摩擦阻力(N);a——隔离体加速度(m/s2);υ——隔离体上升速度(m/s);y——气弹距气室顶面的高度(m);t——时间(s);m——隔离体质量(kg)。F浮为气弹排开的水体重量,等于气弹体积乘以水的比重。由于气弹上升时体积不断变化,因此浮力也是不断变化的,如下式:F浮=(10.33+H0)0.713(10.33+H1−y)0.713V0ρLg(2)=(10.33+Η0)0.713(10.33+Η1-y)0.713V0ρLg(2)F阻为管壁摩擦阻力,等于与上升筒水头损失高度相当的水体重量,水头损失包括局部损失和沿程损失,可先计算水头损失,再计算F阻。由于水头损失与流速密切相关,而上升流速是不断变化的,因此F阻也是不断变化的,如下式:F阻=h损ρLgA=ζAρL2υ2L(3)ρLgA=ζAρL2υL2(3)隔离体质量m包含了上升筒中气和水的质量,由于气弹体积不断增大,相应水体体积减小,隔离体质量也在不断减小,如下式:m=(V−VG)ρL+10.33+H010.33V0ρG(4)m=(V-VG)ρL+10.33+Η010.33V0ρG(4)分别计算F浮、F阻和m并代入式(1)得:dυdy=B1V0ρLg−0.5ζAρLυ2L[(V−B1V0)ρL+B2V0ρG]υ(5)dυdy=B1V0ρLg-0.5ζAρLυL2[(V-B1V0)ρL+B2V0ρG]υ(5)式中:B1=(10.33+H0)0.713/(10.33+H1-y)0.713,B2=1+0.097H0;ρL——水的密度(kg/m3);ρG——空气密度(kg/m3);g——重力加速度(m/s2);V——隔离体总体积(m3);V0——气室中有效气体体积(m3);VG——上升过程中气弹体积(m3);H0——气室底面距水面的高度(m);H1——气室顶面距水面的高度(m);A——上升筒断面积(m2);ζ——上升筒总阻力系数;υL——水流上升速度(m/s)。在隔离体内,由于气弹与水体之间存在滑动,即气弹的速度υG大于隔离体速度υ;反之,水体速度υL小于隔离体速度υ。三者满足下式关系:VGυG+(V-VG)υL=Vυ(6)按照气液两相流理论,气弹速度为:υG=1.2υ+υ∞(7)υ∞为气弹在静止液体中的上升速度:υ∞=0.345gd−−√υ∞=0.345gdd为上升筒直径,将式(6)、(7)代入式(5),并采用数值微分法解得υ、υG、υL与y及t的关系。3.1.2降速阶段隔离体运动方程降速阶段隔离体仅受到摩擦阻力作用,且隔离体质量恒定,水流速度与隔离体速度相等。将(3)式代入(1)式,得到降速阶段隔离体运动方程:dυLdt=−ζ2Lυ2L(8)dυLdt=-ζ2LυL2(8)积分式为:t=−∫υLυmax2Lζυ2LdυL(9)t=-∫υmaxυL2LζυL2dυL(9)式中,υmax为加速阶段结束时的最大水流速度。依据不同条件下沿程阻力系数λ与流速υL的关系,可直接积分(9)式,求得υL与时间t的关系。3.2小试扬水曝气器上升筒流速的数值计算为了验证式(5)和(8),作者在小试模型上测试了上升筒流速的变化过程。小试上升筒直径100mm,高度4.7m。测试仪器为超声波流量计,探头安装在上升筒外壁上,不影响管内水流流动。流量计每0.25s采集一个流速数据,并自动记录到计算机中。将小试中的扬水曝气器结构尺寸及运行参数代入(5)式和(8)式,采用数值微分法求得小试扬水曝气器上升筒流速的模型计算值。实测值和计算值的对比如图6所示。从图中可以看出,上升筒流速计算值和实测值吻合较好,说明提水能力数学模型(5)和(8)式是可行的。4水面自然复氧扬水曝气器通过2个途径向水体充氧,一个途径是将下部缺氧水体提升到水面,进行水面自然复氧;另一个途径是曝气室充氧,压缩空气以小气泡形式通过曝气室,将氧气溶解到水中。前者为间接充氧,后者为直接充氧。由于曝气室压力大,气水接触面积大,因而传质效率高。因此,本项充氧能力研究主要针对后者。4.1氧气数学模型4.1.1进口水体溶解氧浓度计算曝气室的流动为气液两相泡状流动,气泡在上升过程中将氧气传递到水中。按照双膜理论,在气泡表面存在一层水膜,该水膜首先得到气泡的氧气,并处于饱和溶解氧状态,其氧浓度为C*,而主体水流中的溶解氧浓度只有C,水膜与主体水流间发生着氧的传递。随着水流的上升流动,主体水流溶解氧逐步提高,如图7所示。按照传质理论,曝气室某一高度位置上的氧传质速度为:dCdt=KLa(C∗−C)dCdt=ΚLa(C*-C)经变换得:dCdz/UL=KLa(C∗−C)dCdz/UL=ΚLa(C*-C)dCdz=KLaUL(C∗−C)(10)dCdz=ΚLaUL(C*-C)(10)式中:C——水中溶解氧浓度(mg/L);C*——气泡液膜中饱和溶解氧浓度(mg/L);z——计算位置距曝气室底面的距离(m);KLa——总传质系数(s-1);UL——曝气室水体上升流速(m/s)。按照亨利定律,液膜中饱和溶解氧浓度为:C∗=HAYAP=HAYA(1+H3−z10.33)(11)C*=ΗAYAΡ=ΗAYA(1+Η3-z10.33)(11)式中:HA——亨利常数(mg/(L·atm));YA——气泡中氧的摩尔分数;P——气泡总压(atm);H3——曝气室底面到水面的距离(m)。假设曝气室水流为推流流动,将(11)式代入(10)式,积分得:C=(Cin-A1)exp(-k1z)-k3z+A1(12)式中,A1=k2+k3/k1,k1=KLa/UL,k2=HAYA/(1+H3/10.33),k3=HAYA/10.33,Cin为曝气室进口水体溶解氧浓度。在(12)式中,未知数为总传质系数KLa和曝气室水流上升速度UL,以下分别介绍两者的计算方法。4.1.2bo/ga、se、bo总传质系数KLa与曝气室气体流量、气泡直径、水流速度、温度和氧扩散系数等因素有关。可采用文献介绍的有关模型计算:Φ(1−Φ)4=0.2(Bo)1/8(Ga)1/12Fr(13)Φ(1-Φ)4=0.2(Bo)1/8(Ga)1/12Fr(13)db=26(Bo)-0.5(Ga)-0.12(Fr)-0.12D(14)a=0.33(Bo)0.5(Ga)0.1Φ1.13D-1(15)KL=0.5(Se)0.5(Bo*)3/8(Ga*)1/4DLd-1b(16)式中,Bo、Ga、Fr、Se、Bo*、Ga*为无量纲数,Bo=(gD2ρL/γ)‚Ga=(gD3/ν2L)‚Fr=UG/gD−−−√‚Se=(νL/DL)‚Bo∗=(gd2bρL/γ)‚Ga∗=(gd3b/ν2L)Bo=(gD2ρL/γ)‚Ga=(gD3/νL2)‚Fr=UG/gD‚Se=(νL/DL)‚Bo*=(gdb2ρL/γ)‚Ga*=(gdb3/νL2)。其中:Ф——气泡在气水混合液中的比例;db——气泡平均直径(m);a——单位体积水体中气液两相接触面积(m2/m3);KL——氧传质系数(m/s);D——曝气室当量直径,即与曝气室断面积相等的圆直径(m);DL——氧在水中的分子扩散系数(m2/s);νL——水的运动粘度(m2/s);γ——水表面张力(kg/s2);UG——气体当地的表象流速,等于当地条件下气体体积流量除以曝气室断面积(m/s)。只要知道了曝气室压缩空气流速UG(或流量)、断面积,就可用(13)～(16)式计算总传质系数KLa。4.1.3第4段