管道式微孔增氧装置的增氧性能研究

管崇武,单建军,宋红桥,吴 凡,陈 石

(中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所,农业农村部渔业装备与工程技术重点实验室,上海 200092)

溶氧是集约化循环水养殖系统中影响系统承载力和产量增长的首要限制因素[1],将氧气快速转移到水体中的增氧设备是现代设施渔业的重要装备之一[2-3]。目前采用的增氧方式主要有氧锥增氧[3]、低压纯氧混合增氧[4]、射流增氧[5]、微孔曝气增氧[6]等。微孔曝气增氧技术由于设备安装和操作简单、能耗和成本较低的特点得到广泛应用[2],其中曝气量、曝气孔径和安装水深等是影响其增氧性能的主要因素[7-8]。Kossay[9]研究了水深与曝气器面积大小对增氧能力、氧利用率的影响。程香菊等[10-11]研究了微孔曝气流量、曝气管长度、微孔曝气器形状等对曝气增氧性能的影响。胡鹏等[7]、魏延苓等[12]指出氧利用率随着水深的增大而增大。针对目前循环水养殖系统的养殖池一般水深控制在0.8～1.5 m,水的深度较浅导致微孔曝气形成的气泡与水体接触时间较短,增氧性能较低。

本研究将微孔曝气的曝气器安装在循环系统进水管的外圈边缘,氧气经该陶瓷曝气管向进水管内水体曝气形成气泡,气泡在较长的进水管里移动,给予足够的停留时间,让气泡从原先纵向上升改成横向传递,改变传统微孔曝气增氧方式,解决养殖池水深较浅曝气增氧停留时间短的问题。以此种方式设计构建一种管道式微孔增氧装置,以进气量和进气压力作为主要影响因子进行小水体的模拟试验,将增氧能力、氧利用率和动力效率作为主要对比指标,获取影响该装置增氧性能的关键技术参数,以期为集约化循环水产养殖系统中节能增氧技术的应用提供参考。

1 材料与方法

1.1 试验装置

试验装置如图1所示,主要由PE(聚乙烯)塑料水池、水泵、管道式微孔增氧装置、气体流量计、压力表、液氧杜瓦罐、溶氧仪、水管等组成。PE塑料水池的尺寸为φ1.5 m×0.8 m(试验水深为0.6 m,总水体约1 m3),中间底部排水,由水泵抽吸返回水池,水泵流量为4 m3/h。管道式微孔增氧装置采用内径32 mm(与进水管相同管径),外径50 mm,内部镶嵌一个环状圆柱体的陶瓷曝气盘,其外直径40 mm,环宽4 mm,长度20 cm。增氧装置与液氧杜瓦罐相连,并安装有气体压力表和气体流量计(101.3 kPa,20 ℃,空气)。在与水池出水管呈对角位置,位于水面下30 cm并与池壁的距离分别为20 cm、40 cm、60 cm处放置3个溶氧仪进行溶氧质量浓度检测,溶氧仪采用美国维赛YSI ProODO光学溶氧测量仪。

图1 试验系统示意图Fig.1 Schematic diagram of test system

1.2 试验方法

各试验组工况情况如表1所示。

表1 各试验组工况情况Tab.1 Working conditions of each test group

测定过程参照SC/T 6051—2011《溶氧装置性能试验方法》中标准测试方法[13],试验开始前先校准溶氧仪,然后将探头安装至预定位置,设定每隔1 min读取水温溶氧(DO)随着时间的变化值。试验采用自来水,开始试验前在水体中加入一定量的Na2SO3和CoCl2溶液,开启水泵,通过连续混合搅拌,使其均匀溶解于于水体中并消耗DO,调整至水体初始DO质量浓度接近为0 mg/L。打开气体流量计阀门,调节进气流量和进气压力,进行增氧试验,在开始试验前先等1～2 min,等到仪表上DO值有明显上升时开始记录数据,每组试验持续30 min。本次试验设定3组不同进气压力,在同种进气压力条件下调节3～4组不同的进气流量,由于气体流量计上的读数受进气压力和温度影响,故在工况设定时以流量计读数调节,标况下流量将在后面进行换算。表1给出了不同工况条件下的试验条件,每组试验进行两次重复平行实验,试验结果判定符合SC/T 6051—2011《溶氧装置性能试验方法》要求。

1.3 数据计算及处理

1.3.1 增氧性能计算原理

本装置曝气增氧的过程为传质过程,符合双膜理论。氧质量转移系数、增氧能力、氧利用率按照SC/T 6051—2011《溶氧装置性能试验方法》中计算方法进行计算,按式(1)对进气流量进行标准状态实际流量进行换算[15]。

(1)

式中:qS为被测气体在标准状态下(温度为20 ℃,压力为0.1 MPa)下的实际流量, m3/h ;qCN为气体流量计上的示值读数,L/min;ρCN为刻度气体(空气)在标准状态下的密度,取值为1.29 kg/m3;ρS为被测气体(氧气)在标准状态下的密度,取值为1.429 kg/m3;Pb为试验条件下的进气压力,MPa ;PS为标准大气压力(0.1 MPa);TC为刻度状态下的绝对温度(293.15 K);Tb为被测气体在工作状态下的绝对温度,K。

动力效率ES是指每消耗1 kW·h的能量转移到水体中的氧量,标准状态下的动力效率ES按式(2)计算[13,16]:

ES=3.6×QS/(Pb×qS)

(2)

式中:ES为标况下的动力效率,kg/(kW·h);QS为增氧量,kg/h。

1.3.2 数据处理

使用Matlab 2018 软件对数据进行非线性拟合取得C∞、C0和Kla 的拟合值,采用Excel 2016进行数据整理分析绘图。

2 结果

2.1 进气量对管道式微孔增氧装置增氧性能的影响

图2给出了3种进气压力条件下不同进气量对管道式增氧装置的氧质量转移系数、增氧能力、氧利用率、动力效率的影响情况。氧质量转移系数和增氧能力是评价增氧装置增氧性能的主要指标[17]。

图2 不同进气流量对管道式微孔增氧装置的增氧性能Fig.2 Oxygen increasing performance of pipe type microporous oxygen increasing device with different intake air flow

从图2a可以看出Kla20随着进气量的增大而升高,其中又以进气压力为0.2 MPa的Kla20增幅最高。在进气压力分别为0.2 MPa、0.3 MPa和0.4 MPa时,进气量增加1倍,其Kla20分别增加了328.66%、92.71%和31.28%,表明进气量的增加可增大氧质量转移系数,但进气压力对其影响更为关键。从图2b可以看出增氧力QS也随着进气量的增大而升高,变化趋势与图2a相类似,在进气压力为0.2 MPa进气量为0.081 m3/h(标况)增氧能力QS最高,达到34.36 g/h。图2c给出了管道式增氧装置氧利用率εS随着进气量的变化情况,从图中可以看出随着进气量的增大,氧利用率呈下降趋势。其中以进气压力为0.3 MPa的试验组下降幅度最显著,进气量从0.020 m3/h增加1倍上升至0.039 m3/h,氧利用率从40.58%下降至20.48%。图2d是关于管道式增氧装置理论动力效率ES的变化情况,从图中可以看出在进气压力较高时,理论动力效率会随着进气量的增大而减小,而在进气压力为0.2 MPa时,其理论动力效率较为稳定,基本维持在8 kg/(kW·h)附近。理论动力效率是增氧装置的重要性能参数,它的高低决定着增氧装置的能耗[10,18],从图中可知,低进气压力的试验组其理论动力效率显著高于高进气压力组,表明降低进气压力可有效提高增氧装置的动力效率,降低运行能耗。

2.2 进气压力对管道式微孔增氧装置增氧性能的影响

在进气量分别为0.032 m3/h、0.039 m3/h和0.034 m3/h,进气压力分别为0.2 MPa、0.3 MPa和0.4 MPa的条件下,开展管道式微孔增氧装置增氧性能影响研究。图3为3种状态下试验池内3个溶氧测量点均值随时间变化的曲线图,标准偏差分别在0.02～0.26、0.10～0.56和0.04～0.49范围内,每种条件开展两次重复试验,试验结果差值与平均值的比值最高分别为3.34%、7.39%和7.46%,均未超过8%,表明试验数据符合SC/T 6051—2011《溶氧装置性能试验方法》的判定规则。从图中可以看出3种压力条件下试验池内溶氧质量浓度随着试验时间的增加呈线性增长,0.4 MPa试验组的增加斜率最小。

图3 试验池内平均溶氧质量浓度随 时间变化情况Fig.3 Change of average dissolved oxygen mass concentration with time in the test tank

图4为不同进气压力条件下管道式增氧装置的增氧性能参数变化情况。

图4 不同进气压力对管道式微孔增氧装置的 增氧性能Fig.4 Oxygen increasing performance of pipeline microporous oxygen increasing device under different inlet pressure

由图4可知,增氧能力、动力效率、氧利用率均随着进气压力的增大呈下降趋势。而氧质量转移系数则以进气压力为0.3 MPa组最高,达到0.694 h-1,这可能是由于0.3 MPa组的进气量高于其他两组,氧质量转移系数随着进气量增大而增大[19],若排除这一因素的影响氧质量转移系数总体应呈随着进气压力增大而增大的趋势,表明在相同进气量条件下,降低进气压力可得到较高的增氧能力、动力效率和氧利用率。

2.3 曝气管长度对管道式微孔增氧装置增氧性能的影响

进气量和曝气管长度不同程度影响增氧装置的增氧性能,在本研究中将管道式微孔增氧装置中陶瓷曝气盘长度由20 cm调整至40 cm(即将两个原2 cm长的曝气盘串联安装),在进气压力为0.2 MPa条件下,调整进气量为0.8 L/min(流量计读数,下同)与原长度条件下进气量为0.4 L/min和0.8 L/min进行对比,图5为这3种状态下试验池内溶解氧质量浓度随时间变化的曲线图。从图中可以看出在相同单位面积的曝气管上施加的进气量越大增氧效果越好,在单位面积上施加相同的进气量,则随着曝气管长度的加长其增氧效果更好。

图5 3种状态下溶氧质量浓度变化曲线图Fig.5 Dissolved oxygen mass concentration change curve under three conditions

图6是这3种状态下管道式增氧装置的增氧性能参数变化情况。

图6 3种状态下管道式微孔增氧装置的增氧性能Fig.6 Oxygen increasing performance of pipeline microporous oxygen increasing device under three conditions

由图6可知,延长曝气管长度在相同进气量条件下,其增氧性能反而下降,因此使用该方式进行增氧操作,有必要先确定适宜的曝气管长度,这有利于提高增氧能力和氧利用率。

3 讨论

3.1 进气量、进气压力对管道式微孔增氧装置增氧性能的影响

评价增氧装置增氧性能主要有4个指标:氧质量转移系数Kla20、增氧能力QS、理论动力效率ES和氧利用率εs[16]。Kla20和QS越高代表增氧装置的增氧性能越高[20],Kla20受水温[21]、进气量[22]、气泡形状[23]、水质条件[24]等因素影响。在本文中,随着进气量的增加氧质量转移系数也增大,进气压力的增大其氧质量转移系统反而呈下降趋势。这可能是由于进气量的增加即代表陶瓷曝气管上单位面积产生的气泡数目增多,对水体的搅动作用就越强,增大了水体的紊动程度[7],减小了液膜厚度,从而减小传质阻力,增大Kla20。另一方面,进气压力的增大,会导致产生的气泡变小[25],气泡变小则对水体的扰动效果变弱,增大液膜厚度和氧传质阻力,降低Kla20,这与程香菊等[2]、贾荣畅等[26]的研究结论一致。李小冬等[22]提出进气量对Kla20影响有两个阶段,当进气量较小时,由于液膜扩散阻力占主导,因此增大进气量能使水体中氧气含量增大而提高充氧能力;当进气量增大到一定程度时,进气量对水体紊动作用占主导,由于增大进气量使得液膜厚度变小,气泡周围水体更新速度增快,充氧能力相对于前一阶段变化更迅速。本试验中在进气压力0.2 MPa组中,进气量从0.064 m3/h增加到0.081 m3/h,其Kla20呈翻倍增加,可能是其导致。但由于试验条件和时间限制,本试验还没能针对更大的进气量开展深入研究,还不能从实质机理上解释其最佳进气量的选择范围,这将是今后研究的重点。

微孔曝气系统有效氧利用率较低,随着进气量的增大而减小[27]。但在本试验中,进气压力为0.2 MPa试验组下降趋势不明显,通常增大进气量会导致气泡运动速度加快,气泡在水中停留时间缩短,而且进入水中总氧量大幅度增加,这就对氧利用率的变化产生负面影响。而本试验采用增氧方式与传统微孔曝气方式不同,气泡是在封闭管道里横向运动,停留时间是相对固定的,因此氧利用率下降幅度较小,高于程香菊等[2,10]研究结果。理论动力效率是作为唯一的效能指标,能够反映出曝气过程中的能耗问题[28]。本研究发现降低进气压力能有效提高动力效率,由于增加进气压力消耗的有用功增加量比标准氧转移速率的增加量更显著[7],因此从氧气源有效利用和能耗角度考虑,本管道式微孔增氧装置选择进气压力以0.2 MPa为宜。

3.2 曝气管长度对管道式微孔增氧装置增氧性能的影响

曝气管长度的影响实际是单位面积上曝气强度的影响,在相同进气量条件下,曝气管的曝气面积越大则单位面积上产生的气泡量减少,产生的气泡尺寸也相对减小,阻碍了氧气向水中的传递,导致增氧性能下降,这与张斌等[29]、庄健等[30]的研究结论基本相符。在相同进气量条件下较小的曝气管长度条件下增氧性能更佳,也说明在当前工况下进气量为0.064 m3/h并没有达到20 cm长曝气管的进气量上限。程香菊等[10]采用改良塑料制成的软性管状曝气器曝气面积为159～265 cm2,进气量可达0.275～0.543 m3/h,虽然曝气管的材质不同,说明本装置的进气量还有进一步提升空间。

4 结论

不同进气量对管道式微孔增氧装置的增氧性能造成较大影响,在本研究条件下,进气压力为0.2 MPa进气量为0.064～0.081 m3/h范围内可取得较好的增氧性能,增氧能力达到29.79～34.36 g/h,氧利用率达到29.83%～32.32%,动力效率达到7.67 ～8.31 kg/(kW·h)。增氧装置的曝气管长度在目前试验条件下20 cm的长度已适用,若在生产上需要更大增氧量或进水流量,可考虑增大曝气管口径和增长曝气管长度的方式,以提高增氧效率降低增氧成本。